WWW.NET.KNIGI-X.RU
БЕСПЛАТНАЯ  ИНТЕРНЕТ  БИБЛИОТЕКА - Интернет ресурсы
 

Pages:   || 2 |

«ИССЛЕДОВАНИЕ И СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОГО РЕЖИМА ВНЕПЕЧНОЙ ОБРАБОТКИ СТАЛИ В КОВШАХ МАЛОЙ ВМЕСТИМОСТИ ...»

-- [ Страница 1 ] --

«ВСЕРОССИЙСКИЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ПРОЕКТНОКОНСТРУКТОРСКИЙ ИНСТИТУТ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОГО МАШИНОСТРОЕНИЯ ИМЕНИ АКАДЕМИКА ЦЕЛИКОВА»

На правах рукописи

Краснянский Михаил Викторович

ИССЛЕДОВАНИЕ И СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОГО

РЕЖИМА ВНЕПЕЧНОЙ ОБРАБОТКИ СТАЛИ В КОВШАХ МАЛОЙ

ВМЕСТИМОСТИ

специальность 05.16.02 — «Металлургия черных, цветных и редких металлов»

Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

Научный руководитель:

к. т. н. Кац Я. Л.

Москва 2014 г.

ОГЛАВЛЕНИЕ ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1 – СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА

Способы подогрева сталеразливочных ковшей

1.1 1.1.1 Сушка и подогрев футеровки ковшей газовыми горелками

1.1.2 Применение топливно-кислородных горелок для подогрева футеровки стальковшей 14 1.1.3 Электрический подогрев футеровки стальковшей

Применение теплоизоляционных крышек

1.2 Другие методы снижения тепловых потерь

1.3

1.4 Математические модели тепловых процессов внепечной обработки металла в стальковше

1.4.1 Модели распределения температуры в футеровке стальковша

1.4.2 Комплексные модели прогнозирования температуры металла в ковше

1.4.3 Модели подогрева футеровки ковшей



Промежуточные выводы

1.5

ГЛАВА 2 – РАЗРАБОТКА КОМПЛЕКСНОЙ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ТЕПЛОВОГО

СОСТОЯНИЯ СТАЛЬКОВША ВО ВРЕМЯ ВНЕПЕЧНОЙ ОБРАБОТКИ

Характеристика объекта исследования

2.1 Основные уравнения

2.2 Основные допущения

2.3 Определение начальных и граничных условий

2.4 2.4.1 Субмодель охлаждения металла в ковше

2.4.2 Субмодель охлаждения пустого стальковша

2.4.3 Субмодель подогрева пустого стальковша

Методика вычислений

2.5 Лабораторные и промышленные измерения

2.6 2.6.1 Определение коэффициента черноты периклазоуглеродистой футеровки

2.6.2 Промышленные измерения

Верификация модели

2.7 2.7.1 Верификация субмодели электрического нагрева ковшей

2.7.2 Верификация субмодели подогрева ковша газовыми горелками

2.7.3 Верификация субмодели охлаждения пустого ковша

2.7.4 Верификация субмодели охлаждения металла в ковше

ГЛАВА 3 – ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ ВНЕПЕЧНОЙ

ОБРАБОТКИ НА ТЕПЛОВЫЕ ПОТЕРИ МЕТАЛЛА В КОВШЕ

Влияние температуры металла на выпуске

3.1 Исследование влияния типа и толщины футеровки на тепловые потери металла в ковше 3.2

3.2.1 Влияние толщины рабочего слоя

3.2.2 Влияние типа огнеупора

3.2.3 Влияние теплоизоляционного слоя

3.3 Исследование влияния межплавочного простоя на скорость охлаждения металла в ковше

Влияние толщины слоя шлака и крышки на охлаждение металла в ковше

3.4 Влияние схемы эксплуатации ковшей

3.5

3.6 Исследование эффективности газового подогрева по сравнению с альтернативными способами подогрева футеровки

3.6.1 Моделирование подогрева футеровки стальковшей

3.6.2 Расчет экономической эффективности различных способов подогрева оборотных ковшей

3.7 Разработка рекомендаций по оптимизации теплового режима внепечной обработки на ГУП «ЛПЗ»

ГЛАВА 4 – РАЗРАБОТКА ЭНЕРГО- И РЕСУРСОСБЕРЕГАЮЩЕГО СПОСОБА СУШКИ

ФУТЕРОВКИ КОВШЕЙ С ПОМОЩЬЮ ЭЛЕКТРОНАГРЕВАТЕЛЕЙ

Основные концепции процесса сушки новой футеровки стальковшей

4.1 Энергосберегающий способ сушки футеровки ковшей с помощью электронагревателей 4.2

Математическое моделирование процесса сушки и подогрева ковша

4.3 ГЛАВА 5 – РАЗРАБОТКА ПРОГНОЗНЫХ МОДЕЛЕЙ ВНЕПЕЧНОЙ ОБРАБОТКИ............... 98 Разработка прогнозной тепловой модели ковша

5.1 5.1.1 Основные уравнения, начальные и граничные условия и допущения модели............. 98 5.1.2 Реализация модели

5.1.3 Верификация модели

5.2 Разработка статистических моделей усвоения кремния и марганца при ковшовой обработке стали

5.2.1 Обработка данных

5.2.2 Разработка регрессионных моделей

5.2.3 Исследование влияния параметров внепечной обработки на усвоение кремния и марганца

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

ПРИЛОЖЕНИЕ А – КОНСТРУКЦИЯ ФУТЕРОВКИ 30-Т СТАЛЬКОВША ГУП «ЛПЗ»........ 127

ПРИЛОЖЕНИЕ Б – КОНСТРУКЦИЯ СТЕНДА ЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ПОДОГРЕВА

ФУТЕРОВКИ СТАЛЬКОВШЕЙ

ПРИЛОЖЕНИЕ В – СПРАВКА ОБ ИСПОЛЬЗОВАНИИ РЕЗУЛЬТАТОВ НИР

ВВЕДЕНИЕ Еще в 1983 году в своем докладе [1] в президиуме Академии наук СССР директор и основатель ВНИИМЕТМАШ академик А. И. Целиков сформулировал предпосылки создания нового типа металлургического производства – сортового мини-завода малой производительности. Строительство таких заводов должно удовлетворить потребности конкретных регионов, удаленных от крупных производителей, в арматуре, т.к. региональная концентрация производства стали приводит к увеличению ее стоимости пропорционально удаленности от потребителя. Усугубляют ситуацию и высокие транспортные тарифы. Кроме того, удаленность региона от крупных производителей металлопродукции также позволяет использовать на таких заводах накопившийся металлолом. Примером сортового мини-завода малой производительности является запущенный в 2007 г. ГУП «Литейно-прокатный завод»

(ГУП «ЛПЗ») в г. Ярцево Смоленской области, главным подрядчиком при строительстве которого выступил ВНИИМЕТМАШ. Первая очередь завода рассчитана на производство 200 тыс. т сортового проката в год. В состав завода, размещенного в цехах бывшего филиала АМО ЗИЛ, входят электросталеплавильный, прокатный и вспомогательные цеха.

Электросталеплавильный цех оборудован дуговой сталеплавильной печью вместимостью 30 т по выпуску (ДСП-30) и агрегатом ковш-печь (АКП-30). Разливка стали производится на двухручьевой радиальной машине непрерывного литья заготовок (МНЛЗ). Технология производства стали на «ЛПЗ» предусматривает выплавку жидкого полупродукта в ДСП, получение жидкой стали заданных химического состава и температуры на АКП с последующей разливкой на МНЛЗ.

В период опытно-промышленной эксплуатации ДСП-30 и АКП-30 на ГУП «ЛПЗ» были выявлены проблемы, затрудняющие выход на расчетную производительность:

повышенный удельный расход электроэнергии в ДСП;

увеличенная продолжительность цикла плавки в ДСП;

ускоренное охлаждение металла в стальковше.

Это связано с тем, что на заводе используются сталеразливочные ковши (СК) малой вместимости (30 т). Особенностью таких ковшей в отличие от более крупных агрегатов является их высокая удельная поверхность. Например, удельная поверхность 20-т СК составляет 0,8 м2/т, а 250-т – 0,2 м2/т [2]. Именно по этой причине тепловые потери металла в ковшах малой вместимости значительно выше, чем в крупных агрегатах. По данным Кнюппеля [3], скорость охлаждения металла в таких ковшах в 1,5-2 раза превышает этот показатель для крупных ковшей.

По этой причине принятые в современной металлургии энерготехнологические режимы выплавки и внепечной обработки, предназначенные для сортовых заводов, нельзя применять для агрегатов малой вместимости без изменений. Агрегаты малой вместимости до последнего времени использовались на предприятиях, специализирующихся на выплавке специальных, инструментальных и нержавеющих сталей, например, заводы «Ижсталь» (ДСП вместимостью 40 т) и «Электросталь» (ДСП вместимостью 20 т), где технология выплавки и внепечной обработки заметно отличается от комбинатов и заводов, производящих рядовые марки стали.

ГУП «ЛПЗ» один из немногих в стране сортовых заводов, где используются агрегаты малой вместимости совместно с МНЛЗ. Однако, так как идеология, по которой построен «ЛПЗ», набирает популярность (яркий пример – запущенный в 2009 г. микрозавод CMC Steel Arizona, США, по выпуску продукции для обслуживания местного рынка и использование местного лома черных металлов [4]), разработка новых, рациональных энерготехнологических режимов выплавки и внепечной обработки, специально для таких заводов является актуальной задачей.





Цель работы: исследование влияния конструктивных и технологических параметров внепечной обработки на тепловые потери металла во время внепечной обработки и разработка энергосберегающего теплового режима обработки металла в стальковшах малой вместимости.

Задачи работы:

1. Разработка энерго- и ресурсосберегающего энергетического режима внепечной обработки в ковшах малой вместимости, включающего в себя рациональный цикл эксплуатации стальковшей.

2. Разработка комплексной тепловой модели стальковша, учитывающей весь цикл его эксплуатации, включая подогрев футеровки ковшей разными способами. Проведение лабораторных и промышленных экспериментов для идентификации и верификации модели.

3. Исследование с помощью разработанной модели влияния различных параметров внепечной обработки, таких как начальная температура металла и футеровки, наличие крышки, толщина слоя шлака и т.д., на тепловые потери металла в ковшах малой вместимости.

4. Определение технологической и экономической эффективности электрического подогрева футеровки и его сравнение с газовым нагревом.

Научная новизна работы:

1. Впервые определена эффективная степень черноты периклазоуглеродистых огнеупоров, применяемых в рабочем слое футеровки стальковша на большинстве металлургических предприятий, составляющая от 0,74 до 0,91 в зависимости от температуры и состояния поверхности.

2. Установлено количественное влияние конструктивных параметров ковшей малой вместимости, таких как толщина и тип футеровки, и технологических параметров внепечной обработки, например, толщины шлака, длительности межплавочного простоя, температуры предварительного подогрева и количества и типа добавок на тепловые потери металла во время выпуска из ДСП и выдержки в ковше.

3. Впервые теоретически описан и исследован процесс подогрева футеровки стальковшей электрическими нагревателями и доказана возможность разогрева футеровки ковшей до 1400 °С. Показано, что повышение температуры футеровки 30-т стальковша перед выпуском на каждые 100 °С позволяет экономить до 4 кВт·ч электроэнергии на т стали.

4. Разработана детерминированная математическая модель охлаждения металла в стальковше во время выпуска и выдержки, которая обладает высокой точностью (±10 °С) и, в отличие от аналогов, учитывает начальное тепловое состояние футеровки ковша, а также потери струей металла при выпуске.

Практическая значимость результатов работы:

1. Применение ряда рекомендаций, разработанных по результатам настоящего исследования в ЭСПЦ ГУП «ЛПЗ» позволило снизить средний удельный расход электроэнергии на агрегате ковш-печь с 66 до 60 кВт·ч/т стали, что эквивалентно 3 млн. руб. в год.

2. Результаты исследования использованы для определения параметров тиристорного источника питания установки электрического нагрева «УЭНК-20» для завода «Электросталь», г. Электросталь.

3. Показано, что регулирование окислительного потенциала атмосферы во время сушки периклазоуглеродистой футеровки электрическими нагревателями позволяет уменьшить выгорание углерода из огнеупоров. Разработан энерго- и ресурсоберегающий режим сушки и подогрева периклазоуглеродистой футеровки стальковша электрическими нагревателями, позволяющий повысить ее стойкость на 15-20 % (заявка на патент № 2014116659 от 25.04.2014).

4. Разработанный алгоритм и математическое описание процесса охлаждения металла в ковше могут быть использованы в АСУ ТП плавки для расчета оптимальной температуры металла на выпуске из ДСП.

Апробация результатов работы. Основные положения данного исследования докладывались и обсуждались на XII Международном конгрессе сталеплавильщиков (г. Выкса, 22–26 октября 2012 г.), XIII Международном конгрессе сталеплавильщиков (г. Полевской, 12– 18 октября 2014 г.), VI Международной конференции «Металлургия-ИНТЕХЭКО-2013» (г.

Москва, 26-27 марта 2013 г.), VII Международном форуме «Энергосберегающие технологии в промышленности. Печные агрегаты. Экология» (г. Москва, НИТУ «МИСИС», 15-17 октября 2014 г.).

Публикации.

По результатам работы опубликовано 9 печатных работ в научно-технических журналах и сборниках трудов, 3 из которых в журналах, рекомендованных ВАК.

1. Эффективность электронагрева сталеразливочных ковшей / Краснянский М.В., Кац Я.Л, Бершицкий И.М. // Металлург. 2012. №5. С. 48-53.

2. Статистические модели усвоения кремния и марганца при ковшовой обработке стали / Краснянский М.В., Кац Я.Л, Мягков К.А. // Металлург. 2011. №11. С. 42-48.

3. Краснянский М.В., Кац Я.Л. Разработка энерго- и ресурсосберегающего режима эксплуатации сталеразливочных ковшей методами математического моделирования. Труды VI международной конференции «Металлургия-Интехэко-2013», Москва, 2013. С. 35-38.

4. Краснянский М.В., Кац Я.Л., Бершицкий И.М. Оптимизация температурного режима внепечной обработки стали методами математического моделирования: Труды XII конгресса сталеплавильщиков. М.: Металлургиздат, 2013. С. 161-164

5. Statistical models of the assimilation of silicon and manganese in the ladle treatment of steel / M. V. Krasnyanskii, Ya. L. Kats, K. A. Myagkov // Metallurgist. 2012. Vol. 55.№ 11-12. P. 790-798.

6. Efficiency of electrically heating the lining of steel-pouring ladles / M. V. Krasnyansky, Ya. L. Katz, I. M. Bershitsky // Metallurgist. 2012. Vol. 56. № 5-6. P. 357-365.

7. Определение интегрального коэффициента теплового излучения периклазоуглеродистой футеровки / Краснянский М. В., Кац Я. Л. // Металлург. 2014. №5.

С. 57-59.

8. Determination of the Integral Emissivity of a Periclase-Carbon Lining / M. V.

Krasnyanskii, Ya. L. Kats // Metallurgist. 2014. Vol. 58. № 5-6. P. 388-391.

9. Повышение эффективности производства стали на электрометаллургических заводах малой производительности / Белковский А. Г., Краснянский М. В., Кац Я. Л. // Сборник трудов XIII международного конгресса сталеплавильщиков. Москва-Полевской, 2014. С. 457-467.

Достоверность результатов.

Достоверность полученных результатов подтверждается применением современных методов и методик исследования, достаточной сходимостью лабораторных и промышленных экспериментов (расхождение менее 10 %) с расчетными данными; адекватностью математических моделей.

Структура диссертационной работы: работа состоит из введения, 5 глав, заключения, списка использованных источников из 93 наименований. Диссертация изложена на 130 стр.

машинописного текста, содержит 28 табл., 65 рис. и 3 приложения.

ГЛАВА 1 – СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА

Для разработки методов снижения тепловых потерь металла, необходимо выяснить, какие факторы влияют на тепловые потери полупродукта в стальковше. Жидкая сталь остывает в ковше в основном из-за нестационарной теплопроводности через футеровку ковша, конвекции и излучения через верх ковша и плавления ферросплавов, добавляемых туда. Потери тепла через верх ковша зависят от толщины шлака, типа покровной засыпки и её распределения, а также использования теплоизоляционной крышки. Падение температуры за счет плавления ферросплавов зависят от их количества, теплоемкости и теплоты плавления.

Потери тепла за счет теплопроводности футеровки ковша сильно зависят от начального распределения температуры в футеровке. Этот процесс зависит от теплового состояния ковша, который в свою очередь зависит от условий и времени доставки пустого ковша с МНЛЗ и наличия подогрева.

а б Рисунок 1.1 – Соотношение различных видов тепловых потерь металла в ковше во время выпуска (а) из конвертера и последующей выдержки (б) Авторы [5] определили соотношение различных видов тепловых потерь металла в ковше во время выпуска из конвертера и последующей выдержки (рис. 1.1). Видно, что доля тепловых потерь из-за аккумуляции тепла футеровкой при выпуске составляет ~40 %, а в дальнейшем возрастает до ~70 %. Потери излучением составляют от ~25 до ~30 %. Таким образом, исходя из диаграмм на рис.1.1, самыми эффективными методами снижения тепловых потерь металла в ковше являются повышение теплосодержания футеровки ковша перед выпуском, т.е. его предварительный подогрев, снижение теплоемкости футеровки и утепление открытой поверхности металла теплоизолирующими материалами или крышками. Ниже приведено исследование состояния вопроса по снижению тепловых потерь металла в стальковшах, включающее обзор литературных данных по новейшим способам подогрева футеровки и утепления ковшей.

1.1 Способы подогрева сталеразливочных ковшей 1.1.1 Сушка и подогрев футеровки ковшей газовыми горелками В настоящее время подогрев футеровки ковшей на большинстве металлургических предприятий производится на стендах сушки и подогрева при помощи газовых горелок.

Главной задачей стенда сушки и нагрева футеровки СК является высокотемпературный подогрев ковша перед первым циклом работы или если ковш долго не использовался. После разливки с ковша снимается крышка, сливается шлак, и он проходит текущий ремонт. Если ковш не используется в течении определенного времени, его необходимо подогреть во избежание слишком низкой температуры футеровки во время следующей плавки. Слишком низкая температура футеровки может привести к термическому удару, когда ковш наполнится жидкой сталью, и разрушению футеровки. Температура нагрева футеровки ковшей колеблется от 800 до 1100 °С.

Другой важной функций стенда подогрева является сушка новой футеровки ковша.

После некоторого количества плавок рабочий слой футеровки ковша разрушается. Для дальнейшего его использования, старая футеровка снимается и выкладывается новая.

Основными огнеупорами, используемыми в футеровке рабочего слоя ковшей является периклазоуглеродистые кирпичи на органической связке. В качестве связующих композиций используется различные фенолформальдегидные смолы, каменноугольные пеки и ряд других добавок, повышающих эксплуатационные характеристики периклазоуглеродистых огнеупоров.

В процессе сушки и обжига происходит полимеризация фенолформальдегидной связки, а каменноугольный пек трансформируется в пековый кокс в виде зерен углерода, что повышает износостойкость и пластичность огнеупора [6]. Этот процесс проходит очень медленно, и сушка может длится несколько суток. По этой причине на многих заводах установлены отдельные стенды сушки ковшей. Обычно они отличаются пониженной мощностью горелки и вертикальным положением ковша при сушке (рис. 1.2). На таком стенде футеровка ковша нагревается до 600-800 °С, после чего ковш передают на стенд высокотемпературного подогрева.

Рисунок 1.2 – Стенд сушки футеровки с поворотной крышкой: 1 – ковш; 2 – крышка с горелкой;

3 – дымоотводящий тракт; 4 – поворотная стойка; 5 – вентилятор В процессе нагрева пустой ковш сначала опускают на тележку, после чего устанавливается под крышкой с горелкой. Крышка опускается, оставляя зазор с краем ковша примерно равный 10-15 см. Система отопления на стендах строится с использованием одной высокоскоростной горелки с широкими пределами регулирования. Горелка может быть установлена на неподвижной крышке, под которую заезжает ковш либо на поворотной крышке.

Система отопления обычно имеет программное устройство, обеспечивающее автоматическое регулирование расхода топлива и соотношения "топливо-воздух" в соответствии с графиком сушки и разогрева. Эвакуация продуктов сгорания осуществляется в зазор между крышкойсводом и ковшом [7].

Рисунок 1.3 – Схема газовоздушной горелки Обычно на стендах сушки и подогрева используются газовоздушные горелки без предварительного смешения, так называемые пламенные горелки.

Они состоят из 3-х модулей:

корпуса горелки, газового узла и комплекта горелочной трубы. Схема горелки приведена на рис. 1.3. Автомат управления горелкой открывает газовые и воздушные клапаны, и газ подается в газовый узел, а воздух проходит через корпус горелки. Горючая газовоздушная смесь образуется за горелочной головкой. В конструкции горелочной головки предусмотрены щели и отверстия, которые влияют на степень и характер закручивания воздушного потока и определяют форму пламени. Газовоздушная смесь воспламеняется с помощью прямого электророзжига от электрода или пилотной горелки. В качестве топлива для горелок обычно используется природный газ, на комбинатах полного цикла есть возможность использовать доменный или коксовый газы.

Преимуществом такого способа нагрева являются низкая удельная стоимость топлива (~0,35 руб/кВт·ч) и относительная простота исполнения. Однако при газовом подогреве средняя температура внутренней поверхности футеровки ковша не превышает 1100 С. Авторы [8] измеряли температуру горячей поверхности футеровки ковша двумя инфракрасными камерами.

В результате 65-минутного разогрева футеровки с начальной температуры 863 °С газовыми горелками, использующими в качестве топлива коксовый газ максимальная температура футеровки составила 1157 °С. Причиной этого является КПД нагрева, составляющий по разным данным от 10 до 30 % [5]. Такой низкий КПД объясняется главным образом тем, что топливо сгорает в воздухе, а значит большая часть энергии от его сжигания уносится с отходящими газами, главным образом, с азотом воздуха (рис. 1.4). Кроме того, эффективность газовоздушного нагрева уменьшает низкая светимость факела (его степень черноты колеблется от 0,15 до 0,3 в зависимости от используемого газа [8, 9]). Также газовый подогрев приводит к неравномерному распределению температуры футеровки. Так как горелка расположена сверху, то прилегающие к ней области футеровки в верхней части ковша нагреваются до высоких температур, в то время как нижние области футеровки стенки ковша и днище прогреваются недостаточно.

По приведенным выше причинам газовоздушный подогрев ковшей не позволяет быстро (за 30-60 мин) нагревать футеровку ковшей до необходимой температуры 1100-1200 °С, и на многих предприятиях (в том числе и ГУП «ЛПЗ») оборотные ковши перед плавкой вообще не подогреваются в связи с тем, что ковши, после подогрева бывают более холодными, чем те, что ставились под крышку.

–  –  –

За последнее время было разработано множество способов повышения эффективности газового подогрева ковшей, например, использование тепла отходящих газов. «Стальпроект»

предложил новую конструкцию горизонтальных стендов высокотемпературного подогрева футеровки стальковшей (рис. 1.5) [10]. Крышка с горелкой в таких стендах вплотную прилегает к горловине ковша, а дымовые газы удаляются с помощью дымососа. При этом на дымопроводе установлен рекуператор, в котором подаваемый воздух предварительно нагревается до 100С теплом отходящих газов, что позволяет повысить температуру горения топлива на 100С. ЗАО «Концерн «Струйные технологии» [11] предложило для стенда сушки и подогрева ковшей горелку со схемой двойной закрутки потоков энергоносителей, обеспечивающая улучшенное смешение топлива и окислителя, благодаря чему при любой мощности горелки достигается режим наиболее экономичного использования газа. Авторы [12] использовали на стенде сушки и подогрева футерованную крышку вместо металлической для уменьшения потерь теплопроводностью через крышку и через зазор между ней и горловиной 480-т ковша. В результате средняя температура внешнего слоя футеровка увеличилась на 185 С по сравнению с использованием нефутерованной крышки и достигла 900 С. Кроме того, уменьшился градиент температур футеровки по высоте ковша и снизился расход природного газа на сушку и нагрев.

Авторы [13] разработали новый способ отопления стендов для сушки и разогрева футеровки металлургических ковшей, основанный на использовании периодической (импульсной) подачи энергоносителей в рабочее пространство ковша.

При использовании импульсного отопления в результате целенаправленного управления тепловым потоком, передаваемым от факела и продуктов сгорания топлива к поверхности футеровки ковша имеет место увеличение температурного напора и поверхности теплообмена, а также коэффициента конвективной теплоотдачи. В результате этого повышаются эффективность использования топлива и КПД процесса. Кроме того, зона максимальных температур факела непрерывно перемещается относительно футеровки, что повышает равномерность прогрева последней и снижает вероятность возникновения локальных перегревов, приводящих к ухудшению качества сушки и нагрева футеровки. Разработка внедрена на стендах для сушки и разогрева 220-т сталеразливочных ковшей мартеновского цеха ОАО «ММК «Азовсталь». После внедрения наблюдалось снижение суммарного расхода природного газа на 5-12 %, увеличение средней температуры нагрева на ~50 °С и повышение стойкости футеровки на ~5 %.

Другим способом повышения эффективности нагрева ковшей пламенными горелками является использование керамических излучателей, установленных поверх сопла горелки.

Такие излучатели используются на многих современных горелках [14, 15]. Пламя горелки подогревает керамическую трубу, и она начинает излучать тепловую энергию, что повышает эффективность теплопередачи от дымовых газов к футеровке ковша.

1.1.2 Применение топливно-кислородных горелок для подогрева футеровкистальковшей

Новшеством в технологии сушки и подогрева футеровки ковшей является использование топливно-кислородных горелок (ТКГ). Такую технологию предлагает, например, фирма Praxair [16, 17]. При использовании горелок системы «DOC» («сжигание в разбавленном кислороде») горючий газ и кислород вводятся раздельно с помощью высокоскоростных горелок, осуществляющих быстрое перемешивание топлива и окислителя с отходящими газами (рис.

1.6). Это перемешивание и разбавление приводит к равномерному выделению тепла и снижению максимальной температуры факела. Кроме того, благодаря уменьшению количества отходящих газов повышается КПД нагрева, а значит, появляется возможность повысить среднюю температуру футеровки и снизить длительность подогрева по сравнению с использованием топливно-воздушных горелок.

Рисунок 1.6 – Схема работы газокислородной горелки по технологии «DOC»

Авторы [17] проводили сравнение горелок, работающих по технологии «DOC» с обычными топливно-воздушными горелками на одном из заводов Японии. В первом эксперименте холодные ковши в течение 4 часов подогревались соответственно топливновоздушной горелкой и ТКГ. Каждые 20 мин замерялись составы топлива и температура горячей стенки, причем последняя замерялась с помощью термопары, выступающей от поверхности футеровки на 100 мм. Результаты измерений приведены на рис. 1.7.

Видно, что с помощью ТКГ с технологией «DOC» горячая стенка ковша уже через час достигает заданной температуры, после чего расход топлива постепенно уменьшают. Ковш, нагреваемый традиционной горелкой не достигает заданной температуры и за 4 часа, а расход топлива остается постоянно высоким. В результате другого эксперимента газокислородная горелка нагрела поверхность футеровки ковша с 228 °С до 986 °С за 3 ч, в то время как при использовании газовоздушной горелки в течении 5 ч 40 мин футеровка нагрелась с 300 °С до 900 °С. При этом затраты горючего газа составили 184 нм3 против 440 нм3 для газокислородной и газовоздушной горелки соответственно. Различия в результатах этих экспериментов возможно объясняются методом измерения температуры горячей стенки футеровки. В первом случае показания термопары скорее относятся к дымовым газам горелки, чем к футеровке, тогда как во втором эксперименте приводится действительная температура горячей стенки, измеренная с помощью пирометра.

Рисунок 1.7 – Результаты эксперимента по сравнению эффективности работы газокислородной и газовоздушной горелок Из этих экспериментов можно сделать вывод, что газокислородные горелки действительно позволяют повышать температуру футеровки быстрее и эффективнее, чем газовоздушные, при этом экономя топливо и выбрасывая в атмосферу меньше вредных газов.

Однако использование в них кислорода, кроме дополнительных затрат на него, усложняет как конструкцию стенда нагрева, так и его эксплуатацию, что также влечет за собой дополнительные затраты. Кроме того, достигнутая температура нагрева (986 °С) гораздо ниже заявленной авторами [16] 1200 °С.

1.1.3 Электрический подогрев футеровки стальковшей

Альтернативой подогрева футеровки ковшей газовыми горелками является электрический нагрев. В работах [18, 19] описываются установки электроподогрева ковшей с карбидокремниевыми нагревателями, которые отличаются высоким тепловым КПД 90%, а температура футеровки достигает 1200-1400 С и равномерно распределяется по всей рабочей поверхности. При этом исключаются динамическое воздействие факела на футеровку, конденсация водяных паров, образующихся при сгорании газа, и химическое загрязнение футеровки серными, сажистыми и другими вредными соединениями; отсутствуют газовыбросы в атмосферу цеха и обеспечивается взрывобезопасность.

Авторы приводят следующие показатели электронагревателей:

- скорость нагрева футеровки изменяется от 250 до 650 С/ч в зависимости от геометрии ковша и величины вводимой мощности;

- расход электроэнергии на нагрев до 1200 С составляет 25-45 кВт·ч/т стали и уменьшается по мере увеличения вместимости ковша (рис.1.8), при этом с увеличением мощности установки расход электроэнергии на нагрев футеровки уменьшается (рис. 1.9).

Расход электроэнергии, кВт·ч 500 °С 700 °С 900 °С 1200 °С

–  –  –

В установке используются U-образные карбидокремниевые нагревательные элементы Globar производства фирмы "Kanthal" (рис. 1.10). Поскольку водяные пары необратимо разрушают карбид кремния, на нагреватели наносится защитная глазурь, которая проникает в пористую структуру элемента и предотвращает реакцию карбида кремния с водой во всем объеме горячей зоны нагревателя, позволяя значительно увеличить его ресурс.

Для осуществления процесса нагрева сталеразливочный ковш краном устанавливают на тележку, после чего оператор нажимает кнопку пуска, и далее все операции выполняются в автоматическом режиме. Механизм горизонтального перемещения подает ковш под центр крышки и фиксирует его в этом положении. Крышка с нагревателями опускается до стыковки с ковшом, и они оказываются внутри него. Включается тиристорный источник питания и выполняется сушка или разогрев футеровки ковша в автоматическом режиме по любому графику, заложенному в систему управления.

–  –  –

По окончании нагрева футеровки выполняется обратный порядок действий: отключение нагревателей; перемещение их вместе с крышкой в верхнее положение, где они помещаются в специальный теплозащитный экран для уменьшения градиента температур при остывании (рис.

1.11). Это благоприятно влияет на ресурс нагревателей, а также защищает обслуживающий персонал от теплового излучения; последующее выкатывание ковша из-под установки на позицию разгрузки.

–  –  –

Рисунок 1.11 – Установка электрического подогрева с защитным экраном Электрический подогрев футеровки стальковшей является перспективной технологией благодаря высокому КПД и доступности электрической энергии.

Однако до сих пор этот способ нагрева не был достаточно исследован. В литературе не было найдено информации об его технологической и экономической эффективности. Результаты работы установок электрического подогрева также не представлены ни в отечественных, ни зарубежных источниках.

1.2 Применение теплоизоляционных крышек

Для снижения тепловых потерь металла в ковше через открытую поверхность на металлургических предприятиях используются покровные смеси и теплоизолирующие крышки.

Покровные смеси, например, распространенная зола рисовой шелухи (лузги) позволяет уменьшить температуру теплоотдающей поверхности, а значит снизить и тепловые потери металла. Однако по данным авторов [20] теплоизоляционные крышки гораздо эффективнее снижают тепловые потери металла. На рис. 1.12 приведены тепловые потоки через верх ковша с защитным слоем только из рисовой шелухи по сравнению с использованием теплоизолирующих крышек с различной футеровкой. Видно, что крышки минимум в 2 раза позволяют снизить тепловой поток по сравнению со смесям. Кроме того, смеси можно добавлять только перед разливкой, в то время как при выдержке стали в ковше перед обработкой на АКП или вакууматоре используются в основном только крышки. По этим причинам в настоящем работе покровные смеси подробно не рассматриваются, а больший упор делается на использовании крышек.

Рисунок 1.12 – Тепловые потери через верх ковша при использовании различных утеплительных материалов Конструкции теплоизоляционных крышек можно разделить на два вида: крышки, футерованные формованными и неформованными огнеупорами и футерованные плитами из керамического волокна.

Первый тип крышек – самый распространенный. Такие крышки предлагает, например, компания «RHI». На рис. 1.13 представлена крышка конструкции «RHI»

с двумя вариантами футеровки: вариант 1 – с применением теплоизоляционных материалов PYROSTOP CARTO и LEGRIT, а также слой коррозионностойкой массы DIDURIT; вариант 2 – без слоя LEGRIT. Теплопроводность этих материалов представлена в табл. 1.1. По информации компании эти крышки имеют высокую стойкость к агрессивным ковшовым шлакам и механическим ударным нагрузкам. Однако у огнеупорных крышек имеются серьезные недостатки. Основным недостатком является их достаточно высокая теплопроводность и теплоемкость. На рис. 1.14 приведены распределения температур в крышке для обоих вариантов рис.1.13. Видно, что внешняя сторона крышки нагревается до относительно высоких температур 300-350 °С, что увеличивает тепловые потери. Кроме этого, огнеупорные материалы, представленные выше имеют достаточно высокую плотность, что увеличивает вес конструкции крышки, а значит усложняется крепеж материалов на крышке и увеличивается мощность механизмов для перемещения крышек. Тем не менее, по данным авторов [20] при использовании футерованных крышек во время транспортировки ковша до и после внепечной обработки конечная расчетная температура разливки равнялась 1558 °С при температуре выпуска из конвертера 1625 °С и без подогрева на АКП, в то время как для ковшей, не накрытых крышкой, конечная температура разливки была равна 1550 °С при температуре выпуска 1660 °С и с дополнительном вводом 6 кВт·ч/т электроэнергии на АКП. Таким образом, применение теплоизоляционных крышек позволило сэкономить 35 °С на выпуске, что эквивалентно 7 кВт·ч/т, и 6 кВт·ч/т на АКП.

Рисунок 1.13 – Схема теплоизолирующей крышки конструкци фирмы RHI

–  –  –

Рисунок 1.15 – Конструкция теплоизоляционной крышки фирмы «ТЭК-98»

Конструкции таких крышек также отличается от классических. На рис. 1.15 представлен чертеж крышки, предлагаемой компанией «ТЭК-98». Футеровка в виде блоков волокнистых огнеупоров крепится на каркасе из оребренного стального листа, снабженного кольцевым бортом с направляющими косынками. Для снижения тепловых потерь излучением через щели между крышкой и ковшом в случае наличия значительных настылей применяется кольцевой металлический экран, установленный на направляющих косынках [23]. Малый вес конструкции облегчает эксплуатацию крышек, а высокая теплостойкость войлока повышает срок службы. К недостаткам модульных блоков, выполненных из муллитокремнеземистых рулонных материалов (вата, войлок, фетр), является их «осыпание» в металл при длительной эксплуатации. Это связано в основном с образованием стекловидной фазы (охрупчивание) коротких волокон в процессе эксплуатации. Тем не менее крышки конструкции «ТЭК-98»

используются на ГУП «ЛПЗ» уже в течение 5 лет без замены волокнистых огнеупорных блоков, что подтверждает их надежность и эффективность.

Новшеством в теплоизоляции крышек ковшей является применение комбинированной футеровки из теплоизоляционных керамоволокнистых плит (рис. 1.16) [21]. Такие плиты имеют такие же показатели теплопроводности и теплоемкости, что и муллито-кремнеземистый войлок, а благодаря уплотнению волокон у них повышается огнеупорность и термостойкость.

Футеровка монтируется съемными сегментами, выполненными из керамоволокнистой плиты.

Горизонтальные слои плит проклеиваются специальным клеем. Плиты монтируются на подслой одеяла из керамического волокна на шпильки и фиксируются углубленными шайбами и гайками. Углубления заполняются огнеупорной массой на основе распушенной ваты из керамического волокна, глиняного шликера и жидкого стекла. Слои боковых блоков дополнительно анкерованы стержнями. Наружная поверхность футеровки покрывается защитной жаростойкой обмазкой. Многослойная футеровка плитами позволяет хорошо противостоять действию частых теплосмен, предотвращая осыпания в металл стекловидной фазы.

Рисунок 1.16 – Теплоизоляционные керамоволокнистые плиты.

1.3 Другие методы снижения тепловых потерь Как уже было отмечено во введении, на тепловое состояние футеровки ковша, кроме наличия подогрева, должны оказывать влияние также длительность и характер её охлаждения в период ожидания следующей плавки. После разливки из ковша сливается шлак, и он поступает на стенд подготовки, где происходит его очистка от «закозлившегося» металла и шлака на днище, а также промывка канала шиберного затвора кислородом. После этого ковш может еще длительное время ожидать готовности сталеплавильного агрегата. Этот период времени, между окончанием разливки и началом выпуска следующей плавки, в иностранной литературе принято называть «turn-around time». Подходящими терминами в русском языке являются оборотное время или межплавочный простой. Снижение тепловых потерь футеровки пустого ковша в течение простоя позволит сократить последующие тепловые потери металла в этом ковше.

Одним из предложенных способов снижения тепловых потерь футеровки пустого ковша является применение описанных выше теплоизоляционных крышек в течение ожидания готовности плавильного агрегата. Как показало исследование [20], крышки способствуют снижению тепловых потерь порожнего ковша и равномерному распределению температуры его футеровки (рис. 1.17). При использовании крышек тепловые потери футеровки ковша в течении оборотного времени снизились в два раза за первые 30 мин (с 8 до 4 %), а при часовом ожидании – уже с 13,2 до 6 %.

Рисунок 1.17 – Термограммы футеровки ковша после охлаждения при отсутствии (а) и наличии (б) теплоизоляционной крышки На рис.

1.18 показано влияние длительности оборотного времени на последующую скорость падения температуры в период ожидания разливки на одном из металлургических заводов [16]. Видно, что с увеличением времени от конца разливки до выпуска повышается и скорость падения температуры, а также расширяется интервал этих скоростей. По данным авторов [16] это связно с непостоянным использованием крышек и предварительного подогрева. Ковши с оборотным временем более 120 мин постоянно подогревались и поэтому показывали лучший температурный контроль, чем ковши с оборотным временем в интервале от 90 до 120 мин. Когда ожидаемое оборотное время составляет от 60 до 90 мин, операторы отмечают, что ковши, которые ставились на подогрев, были более холодными, чем те, что ставились под крышку. Изменение практики с тем чтобы все ковши с оборотным временем больше 90 мин ставились на подогрев повышало единообразие температуры.

Рисунок 1.18 – Зависимость скорости охлаждения металла в ковше от длительности оборотного времени [16] Таким образом, контроль теплового состояния футеровки стальковша перед выпуском также является действенным способом снижения тепловых потерь жидкой стали.

Однако в литературе не было найдено достаточного количества исследований влияния начального теплового состояния ковша на скорость охлаждения металла в нем. В работе [5] получена зависимость между длительностью оборотного времени и снижением температуры в ковше после выпуска и после обработки металла на установке продувки аргоном (УПА) (рис. 1.19).

Видно, что влияние на падение температуры после выпуска гораздо ниже, что скорее всего связано с малой длительностью ожидания ковша перед обработкой на УПА по сравнению с ожиданием разливки. Данная зависимость получена из модельных расчетов и не проверена промышленными или опытными плавками, однако подтверждает данные о заметном влиянии низкого начального теплосодержания футеровки ковша на охлаждение металла.

Представленные данные получены для ковшей большой вместимости (130 т). Ковши малой вместимости из-за высокой удельной поверхности должны охлаждаться быстрее, а значит влияние оборотного времени на охлаждение стали в таких ковшах будет еще значительнее.

Однако данных по исследованию ковшей малой вместимости найдено не было.

Еще меньше сведений было найдено о связи температуры подогрева ковша и скорости охлаждения стали в нем. Кнюппель в своей монографии [3] приводит зависимости температуры нагрева футеровки и падения температуры стали в ковше для ковшей различной вместимости (рис. 1.20). Видно, что для 10-тонного ковша подогрев футеровки до 1200 °С значительно снижает скорость охлаждения стали, а с повышением вместимости ковша влияние подогрева снижается. Однако данные зависимости были получены еще в 70-е годы прошлого века, когда для сталеразливочных ковшей использовалась в основном глиноземная и шамотная кирпичная футеровка с достаточно низкими показателями теплопроводности (1-2 Вт/(м·К)).

Рисунок 1.19 – Зависимость падения температуры металла в ковше после выпуска и после обработки на УПА от длительности оборотного времени

–  –  –

В работе [24] авторы изучали влияние начальной температуры футеровки 105-т ковша.

На рис. 1.21 приведена расчетная зависимость между температурой подогрева футеровки и величиной падения температуры металла в ковше. Если сравнивать рис. 1.21и 1.22 видно, что зависимости схожи. Это можно объяснить тем, что футеровка рабочего слоя исследуемого ковша, так же как ковши времен Кнюппеля выполнена из высокоглиноземистых огнеупорных кирпичей с коэффициентом теплопроводности =1,65 Вт/(м·К). Современные же огнеупорные материалы, с повышенной стойкостью и увеличенным сроком службы в термическом плане хуже, чем традиционные огнеупоры, т.е. их теплопроводность и теплоемкость выше, в результате чего повышаются тепловые потери стали. Поэтому необходимо изучение влияния подогрева ковшей, футерованных современными огнеупорами: периклазоуглеродистыми или доломитовыми кирпичами, а также монолитной футеровкой разного состава, теплопроводность которых в зависимости от температуры колеблется от 5–10 Вт/(м·К).

–  –  –

1.4 Математические модели тепловых процессов внепечной обработки металла в стальковше В связи с высокими температурами и сложностью измерения технологических параметров для изучения тепловых процессов, происходящих во время ковшовой обработки стали активно используется математическое моделирование. За последние годы было опубликовано множество работ, в которых представлены тепловые модели как различных процессов ковшовой обработки, так и полные модели всех ее этапов.

1.4.1 Модели распределения температуры в футеровке стальковша

Как было отмечено ранее, начальное тепловое состояние футеровки ковша значительно влияет на тепловые потери металла в нем, поэтому во многих работах представлены отдельные модели распределения температуры в футеровке ковша [25-32].

Например, Волкова с коллегами [25] разработала комплексную модель распределения температуры в футеровке стальковшей в течение всего цикла его работы, основанную на решении одномерного дифференциального уравнения нестационарной теплопроводности методом конечных разностей. С помощью разработанной модели сравнивались тепловые характеристики различных типов футеровки рабочего слоя стальковша. Авторы [31] разработали двумерную модель для оценки распределения температуры в футеровки ковшей.

Для решения двумерной задачи нестационарной теплопроводности использовался метод конечных элементов. Модель можно использовать при проектировании футеровки ковша, т.е.

для анализа поведения новых огнеупорных материалов в качестве футеровки. Результаты модели довольно хорошо согласуются с практическими наблюдениями и с измеренными значениями, полученными с помощью термопар в футеровке ковша во время кампании.

1.4.2 Комплексные модели прогнозирования температуры металла в ковше

Наибольший интерес, однако, представляют собой модели прогнозирования температуры стали во время внепечной обработки, т.к. они позволяют изучать влияние различных технологических факторов на охлаждение металла в ковше.

Современные методы прогнозирования температуры можно разделить на два подхода:

математический и статистический. Математические модели обычно основаны на термодинамических законах, описывающие различные виды теплообмена: теплопроводность, конвекцию и излучение. В связи со сложностью математического описания некоторых явлений, например, нестационарной теплопроводности в футеровке ковша, которое описывается дифференциальным уравнением второго порядка, в таких моделях часто используются численные методы решения. Основная идея численных методов состоит в замене непрерывных функций и их производных по времени и координатам, а также граничных условий их приближенными значениями в отдельных точках (узлах) сетки.

В результате такой замены дифференциальное уравнение сводится к системе алгебраических уравнений относительно искомых параметров в узлах и ячейках сетки.

В таблице 1.2 представлен обзор представленных в литературе тепловых моделей.

–  –  –

Видно, что большинстве работ представлены простые одномерные модели нестационарной теплопроводности с использованием метода конечных разностей (МКР) [33Например, авторы [44] разработали математическую модель охлаждения стали в ковше в зависимости от массы расплава в ковше, начальной температуры расплава и футеровки ковша, основанную на МКР. С помощью предложенной модели авторы изучали влияние толщины рабочего слоя футеровки на скорость охлаждения стали в ковше во время внепечной обработки [45].

Белковский и Кац [46] предложили модель охлаждения стали в стальковше и промковше от выпуска до разливки. В модели учитываются тепловые потери струи во время выпуска, что отличает её от других исследований. Для моделирования нестационарной теплопроводности в футеровке ковша используется приближенное уравнение из [3], что снижает точность модели.

Кроме того, в модели сделано допущение о достижения футеровки ковша стационарного состояния уже после 45 мин внепечной обработки, что, по данным других исследователей [25, 31, 32], далеко от истины.

Только несколько моделей используют двухмерное приближение. Авторы [47] используют метод переменных направлений, основанный на методе конечных разностей, а авторы [48] использовали метод конечных элементов (МКЭ) для решения двумерного динамического уравнения теплопроводности для футеровки ковша совместно с уравнением энергетического баланса для идеально перемешанного ковша. Также в модель были добавлены тепловые потери излучением от шлака. Таким образом, излучение, конвекция, а также теплопроводность в футеровке учитывались на каждом шаге времени в решении уравнения энергетического баланса для жидкой стали.

Такие модели достаточно просты в реализации и удобны для моделирования процесса в режиме реального времени, т.к. время вычислений не превышает нескольких минут. Однако точность их ограничена из-за большого числа допущений, принимаемых при моделировании.

Главными из них является приближенное описание процесса конвективного теплообмена, что значительно понижает точность прогнозирования температуры металла, а также полное отсутствие математического описания массообмена. По этой причине невозможно определить температурный градиент в ванне жидкого металла, так называемое явление термической стратификации (расслоения). Кроме того, для одномерных и двумерных моделей невозможно учесть влияние радиационного теплообмена между поверхностями ковша. Поэтому для более точного моделирования тепловых потерь жидкой стали в ковше последнее время часто используются методы вычислительной гидроаэродинамики (Computational Fluid Dynamics, CFD), которые позволяют численно решать частные дифференциальные уравнения типа НавьеСтокса, описывающие явления массо- и теплопереноса, таким образом позволяя получать модели потоков и распределение температуры металла в ковше. Программные продукты, использующие методы CFD позволяют успешно решать указанные и многие другие задачи с весьма высокой достоверностью и с любой необходимой степенью детализации [62]. Однако, как отмечают авторы [62], в отличие от зарубежного опыта, в нашей стране методы вычислительной гидродинамики и программные продукты используются ограничено.

CFD-модели не используются для моделирования в режиме реального времени, т.к.

сложные вычисления занимают слишком большое количество времени. Чаще всего такие модели применяют, например, для подробных исследований теплового состояния ванны жидкого металла, явления термической стратификации и влияния технологии на охлаждение стали. Например, авторы [49] провели анализ нестационарных процессов распределения температуры и скорости течения стали во время выдержки и опорожнения ковша при помощи разработанной двумерной CFD-модели. Авторы определили влияние скорости охлаждения ковша, времени выдержки, скорости разливки и геометрии ковша на температуру потока стали при разливке. Однако в предложенной модели не учитывалась футеровка стальковша, а вместо этого тепловые потери через футеровку были приняты постоянными. Для изучения термической стратификации и уточнения работы [49] авторы [50] предложили двухмерную CFD-модель, учитывающую тепловые потери через футеровку, однако игнорирующую потери через открытую поверхность металла. Авторы [24] разработали двумерную тепловую CFDмодель охлаждения стали в ковше во время выдержки. Модель использовалась для изучения влияния толщины шлака и начальной температуры футеровки на развитие термической стратификации стали в ковше. Однако принятое допущение об одинаковой начальной температуре футеровки ковша по толщине и высоте снижает точность моделирования. Авторы [54] также разработали двумерную CFD-модель разливки металла из стальковша. В модели конвективная теплопередача между жидкой сталью и футеровкой учитывалась с помощью коэффициента конвективной теплопередачи. С помощью модели изучалось влияние тепловодности шлака на температуру и скорость движения стали в ковше во время разливки.

Трехмерное приближение используется только в нескольких CFD-моделях. Авторы [61], используя разработанные в Днепродзержинском государственном техническом университете трехмерные CFD-модели провели численное исследование теплового состояния ковшовой ванны при обработке на АКП. Авторы [62] предложили трехмерную модель охлаждения, основанную на методах вычислительной гидродинамики и с ее помощью изучали влияние различных параметров ковшовой обработки на снижение температуры стали в ковше. Однако допущения, сделанные при моделировании сильно снижают ее точность и значимость результатов. Авторы пренебрегли свободной конвекцией в жидкой ванне, а также зависимостью теплотехнических свойств жидкой стали и огнеупоров от температуры, что значительно снизило точность определения тепловых потерь теплопроводностью через футеровку. Кроме того, в работе было сделано допущение, что начальное тепловое состояние нового, свежезафутерованного ковша после предварительного подогрева выше, чем у ковша в обороте, что опровергается многочисленными исследованиями [25, 32, 33].

Другим способом описания тепловых потерь в ковше является статистические модели, в которых используются эмпирические и полуэмпирические выражения. Авторы [63] предложили статистическую модель, основанную на многофакторной регрессии, не уступающей по точности физическим моделям ковша. Авторы [64] разработали прогнозную модель температуры стали на АКП. Она использует разновидность нейронных сетей, так называемая «сверхвысоко обучаемая машина (СОМ)» и прогнозирует температуру на основе вводимой мощности, начальной температуры, состояния ковша и т.д. В целом, прогнозы статистической модели гораздо быстрее, чем у физической, основанной на теплотехнических расчетах. Авторами [65] предложена статистическая модель для прогнозирования температуры жидкой стали с помощью самонастраивающегося фильтра (разновидность нейронных сетей).

Предложенная модель отличается от других статистических моделей тем, что прогнозирует температуру с неким распределением, физическим смыслом которого является неравномерность распределения температуры по объему жидкой ванны, т.е. термическая стратификация. Хотя в модели используется гораздо больше вычислений, чем в методах точечной оценки, общее время вычислений все же так мало, что возможно прогнозирование в реальном времени.

Также можно выделить отдельный тип прогнозных тепловых моделей, в которых используются как термодинамические, так и статистические зависимости, обозначенные в иностранной литературе как «модели серого ящика» (gray-box models, т.е. объект исследования с частично неизвестными или частично не принимаемыми во внимание свойствами), по аналогии с моделями черного ящика, т.е. чисто статистическими моделями. Авторы статьи [66] разработали комплексную модель для контроля перегрева стали перед разливкой, включающую в себя как математические, так и статистические зависимости. С помощью метода конечных разностей моделировались потери тепла во время выдержки ковша перед продувкой аргоном, а для описания сложных нелинейных процессов охлаждения во время разливки использовались регрессионные уравнения. В результате предложенная модель показывала лучшую сходимость с промышленными данными по сравнению с моделями, использующими только термодинамическое описание процессов. Лившиц и др. [67] предложили модель для расчета снижения температуры металла в процессе внепечной обработки, основанную на полуэмпирических зависимостях для тепловых потерь излучением и аккумуляцией футеровкой ковша, получив при этом хорошую сходимость с промышленными данными. Авторы [68] предложили модель для прогнозирования температуры в промковше, в которой результаты термодинамических расчетов дополняются статистической моделью на основе нейронных сетей. Затем полученная модель сравнивалась с термодинамической и обычной статистической моделью. В результате проверки адекватности моделей измеренным значениям температуры стали в промковше модель серого ящика имела наибольшее значение коэффициента корреляции R, что подтверждает ее точность. Авторы [69] разработали температурную модель АКП с частично линейной структурой, которая получена путем детального анализа тепловой работы АКП и дальнейшего подбора неизвестных коэффициентов термодинамических уравнений с помощью классических нейронных сетей.

К плюсам статистических моделей можно отнести их относительную точность, растущую с увеличением используемого массива данных, а также возможность их использования в режиме реального времени, т.к. в них не применяется итерационных и пошаговых методов решения. Однако использование статистических зависимостей приводит к тому, что изменение параметров технологии ковшовой обработки, не учтенных в модели, например, смена типа футеровки ковша или применение крышки приводит к резкому снижению точности прогнозирования температуры. По этим причинам статистические модели и модели «серого ящика» широко используются в системах автоматизации агрегатов ковшпечь, где нужно быстро предоставить примерную температуру стали в промковше для определения необходимой температуры на выпуске или после обработки на АКП. Для более глубоких исследований тепловых процессов, где необходимо учитывать влияние различных технологических параметров процесса, статистические модели применяются редко.

1.4.3 Модели подогрева футеровки ковшей

Кроме комплексных тепловых моделей работы стальковшей в отечественных и зарубежных изданиях широко представлены отдельные модели разогрева ковшей. Авторы [70] разработали полуэмпирическую модель для симуляции динамических тепловых явлений в свежезафутерованном ковше завода China Steel Corporation. Сушка и нагрев ковша моделируется с учетом свободной конвекции и излучения. Авторы [71] разработали динамическую модель для процесса нагрева ковша. Теплопередача внутри стенки ковша описывалась одномерным уравнением нестационарной теплопроводности. На внутренней границе тепловой поток к футеровке ковша описывалась только излучением. На внешней границе принимались во внимание конвекция и излучение. Авторы [13] разработали модель для описания пульсационного режима стендов сушки и нагрева сталеразливочных ковшей.

Математическая модель основана на системе дифференциальных уравнений и соответствующих граничных условий для теплопередачи. Также использовалось уравнение, описывающее движение фронта сушки внутри футеровки ковша. Модель подогрева, представленная в [72], основана на одномерном уравнении нестационарной теплопроводности.

На внутренней границе использовалось уравнения излучения, основанное на коэффициенте черноты и температуре газа, которое использовалось для описания теплового потока от продуктов сгорания к футеровке ковша. Использовался поправочный коэффициент для описания экспериментальных данных. Потоки газа в ковше не учитывались. Волкова и коллеги [73] изучали процесс нагрева 240-тонного ковша. Использовались три различных программных пакета для моделирования горения природного газа, газовых потоков и нестационарного распределения температуры по футеровке ковша. На внутренней поверхности футеровки в качестве граничных условий использовались уравнения конвекции и излучения. Авторы [12] использовали разработанную простую математическую модель нагрева ковша газовоздушными горелками для изучения влияния футерованной крышки на стенде разогрева. Модель основана на одномерном уравнении для нестационарной теплопроводности и уравнении теплового баланса. Потоки газа в ковше также не учитывались, а температура газа была принята постоянной в любой точке ковша. Авторы [74] разработали модель подогрева ковша газовыми горелками. В основе модели положена двухмерная модель нестационарной теплопроводности.

Граничные условия на внешней стенке ковша описывались законами конвекции и излучения.

Передача энергии от факела к футеровке описывалась законом Стефана-Больцмана. Кроме того, учитывался массо- и теплоперенос в газовой фазе внутри ковша.

Авторы [16] разработали простую модель подогрева ковшей топливно-кислородными горелками. Она основана на уравнении, полученном из [75] для теплопередачи при постоянном тепловом потоке через бесконечную пластину с начальной температурой, равной комнатной.

Моделей электрического подогрева стальковшей ни в отечественной, ни в зарубежной литературе найдено не было.

1.5 Промежуточные выводы

Аналитический обзор литературы по теме работы позволил сделать следующие выводы:

1. Жидкая сталь остывает в ковше в основном из-за нестационарной теплопроводности через футеровку ковша и излучения через верх ковша, поэтому повышение начального теплосодержания футеровки и использование теплоизоляционных крышек – основные способы снижения тепловых потерь.

2. Скорость охлаждения стали в ковше также зависит от его вместимости, т.к. с уменьшением вместимости растет удельная теплоотдающая поверхность металла. По этой причине в ковшах малой вместимости металл охлаждается быстрее и необходимы дополнительные меры для утепления таких ковшей.

3. Использование теплоизоляционных крышек во время ожидания и транспортировки жидкого металла в ковше позволяет снизить тепловые потери через открытую поверхность металла. Кроме того, при использовании крышек во время разливки и охлаждения пустого ковша сохраняется аккумулированное тепло футеровки, что позволяет экономить на подогреве ковша.

4. Подогрев футеровки ковшей на большинстве металлургических предприятий производится на стендах сушки и подогрева при помощи газовых горелок. Однако при газовом подогреве температура внутренней поверхности ковша не превышает 1100 С. Причиной этого является КПД нагрева, составляющий по разным данным от 10 до 30 %. Качественно новым способом подогрева ковшей является использование электрических нагревателей. Такие нагреватели, изготовленные из карбида кремния с высокой степенью черноты и температурой около 1400 °С по данным изготовителей, способны быстро нагревать футеровку ковша до температуры 1200-1400 °С. Однако исследований, доказывающих эти цифры, ни в отечественной, ни в зарубежной литературе найдено не было.

5. Несмотря на подтверждения многими авторами значимости влияния начального теплового состояния футеровки ковша на скорость охлаждения стали в нем, подробных исследований этого вопроса в литературе найдено не было.

6. В связи с невозможностью постоянных замеров параметров внепечной обработки, таких как температура жидкой ванны и футеровки, для изучения тепловых процессов широко используется математическое моделирование. За последние годы представлены десятки тепловых моделей процессов внепечной обработки. В результате анализа работ, представленных в отечественной и зарубежной литературе были сделаны следующие выводы:

простые термодинамические и статистические модели используются для моделирования в реальном времени, например, для прогнозирования температуры стали перед разливкой;

для подробного изучения тепловых процессов, происходящих в ковше во время внепечной обработки и учета влияния различных факторов технологии на эти процессы используются модели, основанные на вычислительной гидродинамике (CFD). Однако трехмерных моделей, учитывающих все виды теплопередачи без значительных допущений крайне мало;

моделей электрического подогрева стальковшей ни в отечественной, ни в зарубежной литературе найдено не было;

несмотря на то, что начальное тепловое состояние ковша оказывает сильное влияние на охлаждение металла, в большинстве моделей не учитывается футеровка ковша или учитывается с допущениями, снижающими точность моделирования. Для точного расчета начального теплового состояния футеровки необходимо смоделировать весь цикл работы ковша, включая его охлаждение во время и после разливки, а также подогрев. Таких комплексных моделей, учитывающих эти процессы без серьезных допущений в литературе найдено не было.

ГЛАВА 2 – РАЗРАБОТКА КОМПЛЕКСНОЙ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ

ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ СТАЛЬКОВША ВО ВРЕМЯ

ВНЕПЕЧНОЙ ОБРАБОТКИ

Была поставлена задача разработать высокоточную комплексную тепловую модель стальковша с использованием методов вычислительной гидродинамики. Основными требованиями к модели изложены ниже.

Модель должна быть трехмерной, чтобы учесть влияния лучистого теплообмена между поверхностями ковша. Для учета влияния начального теплового состояния ковша на тепловые потери металла без снижающих точность прогнозирования допущений, в дополнение к основной модели охлаждения стали в ковше необходимо разработать дополнительные модели охлаждения пустого ковша (открытого и накрытого крышкой), и его подогрева (газового, электрического), также основанные на методах вычислительной гидродинамики. Кроме того, в моделях должен учитываться конвективный теплообмен между текучими средами, такими как горячий воздух и жидкая сталь с футеровкой ковша.

Рисунок 2.1 – Схема футеровки 30-т стальковша ГУП ЛПЗ Характеристика объекта исследования 2.

1 Объектом исследования являются 30-тонные сталеразливочные ковши ГУП «ЛПЗ» (рис.

2.1). Ковши имеют коническую форму с высотой 2,55 м, внешним диаметром 2,45 м сверху и 2,17 снизу. Ковш наполнен жидкой сталью на 2,15 м от днища, весом до 34 тонн. Боковая стенка толщиной 0,25 м состоит из трех слоев различных огнеупоров. Чертежи ковша и футеровки приведены в Приложении А. Во время разливки ковш накрывается теплоизоляционной крышкой, состоящей из стального каркаса толщиной 20 мм, покрытого волокнистым огнеупором толщиной 200 мм. Теплофизические свойства жидкой стали, шлака, стального кожуха и огнеупоров, используемые в расчете, представлены в табл. 2.1.

Таблица 2.1.

– Теплофизические свойства огнеупорных материалов, жидкой стали и шлака, используемые в моделировании (по данным фирмы RHI)

–  –  –

В используемом CFD-пакете движение и теплообмен текучей среды моделируется с помощью уравнений Навье-Стокса, описывающих в нестационарной постановке законы сохранения массы, импульса и энергии этой среды. Кроме того, используются уравнения состояния компонентов текучей среды, а также эмпирические зависимости вязкости и теплопроводности этих компонентов среды от температуры. Этими уравнениями моделируются турбулентные, ламинарные и переходные (между ламинарными и турбулентными переход определяется критическим значением числа Рейнольдса) течения. Для моделирования турбулентных течений упомянутые уравнения Навье–Стокса усредняются по Рейнольдсу, т. е.

используется осредненное по малому масштабу времени влияние турбулентности на параметры потока, а крупномасштабные временные изменения осредненных по малому масштабу времени составляющих газодинамических параметров потока (давления, скоростей, температуры) учитываются введением соответствующих производных по времени. В результате уравнения имеют дополнительные члены – напряжения по Рейнольдсу, а для замыкания этой системы уравнений используются уравнения переноса кинетической энергии турбулентности и ее диссипации в рамках k- модели турбулентности [76].

Эта система уравнений сохранения массы, импульса и энергии нестационарного пространственного течения имеет следующий вид в рамках подхода Эйлера в декартовой системе координат (xi, i= 1,2,3), вращающейся с угловой скоростью вокруг оси, проходящей через ее начало:

, (2.1), (2.2), (2.3) где t — время, u— скорость текучей среды, — плотность текучей среды, Р— давление текучей среды, Si— внешние массовые силы, действующие на единичную массу текучей среды:

Siporous— действие сопротивления пористого тела, Sigravity— действие гравитации, Sirotation— действие вращения системы координат, т. е.

(2.4) Е— полная энергия единичной массы текучей среды, QH— тепло, выделяемое тепловым источником в единичном объеме текучей среды, ik – тензор вязких сдвиговых напряжений, qi— диффузионный тепловой поток, Нижние индексы означают суммирование по трем координатным направлениям.

Для ньютоновских текучих сред тензор вязких сдвиговых напряжений определяется следующим образом:

(2.5)

–  –  –

.

Кинетическая энергия турбулентности k и диссипация этой энергии определяются в результате решения следующих двух уравнений:

(2.7), (2.8)

–  –  –

(2.9) (2.10), (2.11)

–  –  –

где = 0,9, Рr – число Прандтля, ср — удельная теплоемкость при постоянном давлении, Т — температура текучей среды.

Для моделирования ламинарных течений данная система уравнений несколько модифицируется, а именно полагается = 0 и k = 0. С помощью функции моделируется переход ламинарного течения в турбулентное и турбулентного в ламинарное.

Ламинарные и турбулентные пограничные слои течения около поверхностей твердого тела, а также переход ламинарного пограничного слоя в турбулентный и, наоборот, турбулентного в ламинарный моделируются с высокой точностью с помощью модифицированных универсальных пристеночных функций.

Теплопередача в твердых телах моделируется с помощью дифференциального уравнения

Фурье:

(2.13) где с – удельная теплоемкость, Т – температура, – теплопроводность, QН – удельное (в единице объема) тепловыделение источника тепла Конвективный теплообмен между поверхностью твердых тел и текучей жидкостью рассчитывается по уравнению Ньютона-Рихмана:

, (2.14) При этом, коэффициент конвективной теплоотдачи высчитывается при моделировании пограничного слоя потока текучей среды.

Радиационный теплообмен между поверхностями моделируется в соответствии с законом Стефана-Больцмана:

–  –  –

При этом рассматривается только интегральное, т. е. суммарное по всем длинам волн, излучение. Излучающие тепло поверхности задаются абсолютно черными, абсолютно белыми или идеально серыми, так что, в соответствии с законом Ламберта, их излучение предполагается диффузным, т. е. с независящей от направления излучения яркостью.

Соответственно моделируется поглощение и/или отражение радиационного тепла участвующими в радиационном теплообмене поверхностями. Аналогично излучению от твердых поверхностей моделируется излучение тепла в расчетную область от расположенных в текучей среде границ расчетной области. В результате для каждой участвующей в радиационном теплообмене поверхности определяется (с учетом рассчитываемого фактора видимости) разность между приходящими и уходящими (т. е. отраженными и излучаемыми) радиационными тепловыми потоками [76].

Основные допущения 2.3

С помощью используемого CFD-пакета невозможно смоделировать выпуск металла в ковш и добавление легирующих и раскислителей, поэтому тепловые потери струи металла во время выпуска и за счет легирования в настоящей модели не учитываются. Однако, основанная задача настоящей модели – оценка влияния различных факторов технологии внепечной обработки стали на охлаждение металла в ковше, а не прогнозирование температуры металла.

Т.к. эти потери не меняются от плавки к плавке, допущено, что отсутствие их учета не влияют на характер общих тепловых потерь металла.

По окончании рабочего цикла (перед разливкой) тепловое состояние ковша стационарное, т.е. футеровка не аккумулирует тепло.

Начальное состояние металла в ковше полностью гомогенное по температуре, что соответствует состоянию металла в ковше после выпуска.

Стоит отметить, что в настоящей модели не делается допущений о теплопередачи между сталью и внутренней поверхностью стенок ковша. Тепловые потери от стали через футеровку вычисляются согласно закону сохранения энергии. Таким образом, настоящий подход должен дать более точное решение для реальных процессов теплопередачи в ковше во время периода выдержки.

Определение начальных и граничных условий 2.4

На всех этапах цикла работы ковша для внешней поверхности кожуха ковша учитывались конвективные и радиационные граничные условия (3-го рода) с помощью уравнений (2.14) и (2.15), причем коэффициент конвективной теплоотдачи высчитывается при моделировании пограничного слоя потока текучей среды. Степень черноты кожуха была принята равной 0,98 по данным [77]. Принято, что температура окружающей среды равна 25 °С.

На внутренней поверхности футеровки ковша также было принято граничное условие 3го рода с учетом конвекции и излучения при пустом ковша и только конвекции при заполненном металлом. Степень черноты горячей футеровки была принята равной 0,88, исходя из результатов приведенных ниже экспериментов (см. раздел 2.6.1).

2.4.1 Субмодель охлаждения металла в ковше Начальное тепловое состояние футеровки ковша высчитывается отдельно, с помощью субмоделей охлаждения пустого ковша и подогрева ковша, о которых подробнее будет написано ниже. Начальное состояние жидкого металла полностью гомогенное, с заданной температурой. На поверхности раздела футеровки и металла принято граничное условие 3-го рода с учетом конвекции. Металл покрывает слой шлака с заданной толщиной, начальная температура шлака равна температуре металла. Степень черноты шлака, покрывающего зеркало металла принята равной 0,8 по данным [74].

2.4.2 Субмодель охлаждения пустого стальковша

Субмодель разработана для расчета начального теплового состояния футеровки стальковша перед выпуском плавки при отсутствии предварительного подогрева. Таким образом результаты субмодели являются начальными условиями для субмодели охлаждения металла в ковше.

Начальными условиями для этой модели служит допущение о стационарном тепловом состоянии футеровки оборотного ковша перед разливкой, что подтверждается другими исследованиями [25, 32]. Таким образом, температура равномерно распределена по всем слоям футеровки в зависимости от их теплопроводности и расстояния от горячей стенки. Температура горячей стенки задается равной температуре жидкого металла перед разливкой, т.е. ~1600 °С.

На горячей стенке футеровки были приняты граничные условия 3-го рода с учетом конвекции и излучения. Охлаждение пустого ковша также может вестись под теплоизолирующей крышкой, описанной выше. Степень черноты внутренней поверхности теплоизоляционной крышки бралась равной 1, по данным [22].

2.4.3 Субмодель подогрева пустого стальковша

Эта субмодель разработана для расчета начального теплового состояния футеровки стальковша перед выпуском плавки для случая, когда он предварительно подогревается.

Начальным тепловым состоянием футеровки ковша могут быть как результаты моделирования охлаждения пустого ковша, если происходит подогрев оборотного ковша, так и температура окружающей среды при подогреве ковша, который долгое время не использовался.

В зависимости от нагревательного элемента изменяются начальные и граничные условия модели, поэтому можно разделить субмодель подогрева стальковша на три отдельные субмодели:

субмодель подогрева ковша топливно-воздушной горелкой;

субмодель подогрева ковша топливно-кислородной горелкой;

субмодель подогрева ковша электрическими нагревателями.

Модели подогрева ковша топливно-воздушной и топливно-кислородной горелками Процесс подогрева сталеразливочных ковшей с помощью горелок включает в себя явления теплопроводности, конвекции, излучения и горения. Для того чтобы математически сформулировать эти процессы необходимо вводить некоторые допущения. Горение подробно не моделировалось, вместо этого температура внешней части факела взята в качестве граничного условия. Форма факела для упрощения модели была принята цилиндрической.

Длина и диаметр факела были взяты из паспорта горелки «KromSchroeder» марки ZIO200RBD, используемой на стендах подогрева на ГУП «ЛПЗ» (табл. 2.2).

–  –  –

Для субмоделей топливно-воздушного и топливно-кислородного подогрева футеровки необходимо определить температуру факела и его светимость (степень черноты). Эти параметры рассчитывались по методике, приведенной в [9]. Исходными данными для расчета является состав топлива, конструкция горелки и температура подогрева воздуха и газа.

Как уже было упомянуто, на стенде высокотемпературного подогрева ГУП «ЛПЗ»

установлена пламенная горелка фирмы «KromSchroeder» марки ZIO200RB-50/35-(20)D. В качестве топлива используется природный газ с примерным составом, % масс.: 93,2 CH4, 0,7

C2H6, 0,6 C3H8, 0,6 C4H10, 4,9 N2. Калорийность газа определяется по формуле:

–  –  –

Количество кислорода, необходимое для окисления компонентов природного газа находится исходя из стехиометрических коэффициентов уравнений реакций по формуле:

(2.17)

–  –  –

Допуская, что все тепло от сжигания топлива идет на нагрев продуктов сгорания, их истинная энтальпияi0 определяется по формуле:

(2.21)

Учитывая, что воздух и газ поступают в горелку без подогрева:

–  –  –

Энтальпия продуктов сгорания при заданной температуре определяется по формуле:

(2.22) где i – энтальпии продуктов сгорания, см. табл. 2.4.

–  –  –

Калориметрическая температура горения находится по формуле:

°С Действительная температура горения, которая и является искомой температурой пламени горелки определяется по формуле:

(2.23)

–  –  –

Такое значение температуры факела близко к приблизительному значению, приведенному в паспорте горелки [14].

Далее необходимо определить излучающую способность факела газовой горелки, которая равнозначна степени черноты.

По информации из [9] для практических расчетов излучательной способности светящегося факела природного газа можно использовать формулу:

(2.24) где – степень черноты дымовых газов.

Как известно из теплотехники, излучать энергию могут только трех- и многоатомные газы, напримерCO2 и пары воды, из которых, наряду с азотом, и состоят дымовые газы. Степень черноты газов является функцией от их температуры, давления и эффективной длины луча.

Температура газов была определена нами выше, парциальное давление CO2 и паров воды зависит от состава дымовых газов, который также был рассчитан. Средняя длина луча определяется по формуле А.С.

Невского:

(2.25) где V – объем, заполненный излучающем газом, м3; F – поверхность всех стенок, ограничивающих этот объем, м2. Принимая за V внутренний объем ковша, а за А – площадь рабочей футеровки рассчитали эффективную длину луча по формуле.

= 1,23

–  –  –

Учитывая формулу (2.24) получаем:

1,5·0,195 = 0,29 0,3 Полученное расчетное значение степени черноты факела природного газа соответствует опытным данным, представленным в работе [8].

Рисунок 2.2 – Номограмма для определения степени черноты CO2 Рисунок 2.

3 – Номограмма для определения степени черноты H2O Рисунок 2.4 – Номограмма для определения поправочного коэффициента Калориметрическая температура горения природного газа топливно-кислородной горелки намного превышает температуру горения газа в воздухе. Однако из-за технологии разбавления кислорода отходящими газами температура факела (по информации из [16]) даже снижается, что позволяет уменьшить выбросы вредных оксидов азота. По этой причине, температура факела ТКГ в модели принималась равной расчетной температуре факела топливно-воздушной горелки, т.е. 1700 °С.

Степень черноты факела ТКГ определялась по той же методике, что и для традиционной горелки. Принято, что состав дымовых газов при полном горении природного газа в кислороде имеют в составе 33 % CO2 и 67 % H2O.

Соответственно, парциальные давления этих газов равны:

–  –  –

Модель подогрева ковша электрическими нагревателями Трехмерная модель установки электрического нагрева разработана на основе чертежей, полученных от «ТЭК-98» (Приложение Б). Степень черноты карбида кремния была принята равной 0,85 [9]. Однако для адаптации модели электрического нагрева для ковшей ГУП «ЛПЗ»

необходимо было уточнить температуру карбидокремниевых нагревателей, их количество, а также примерную схему их размещения. По данным из [9], карбидокремниевые нагреватели используются, когда необходимо иметь температуру нагреваемого объекта около 1350-1400 °С.

При этом температура нагревателей не превышает 1450 °С. Фирма-производитель карбидокремниевых нагревателей «Kanthal» приводит следующие максимальные температуры нагревателей: 1625 °С на сухом воздухе, 1500 °С в кислороде, 1350 °С в азоте [78]. Температура нагревателей зависит только от подаваемой мощности и требуемой температуры нагрева. По номограмме из [78] была определена необходимая мощность и температура нагревателей для подогрева футеровки ковша. Таким образом, для нагрева футеровки ковша до 1400 °С необходимо иметь температуру нагревателей, равной 1450 °С. При этом удельная поверхностная мощность нагревателя ( ) должна составлять 60 кВт/м2. Для определения мощности одного нагревателя необходимо знать его площадь поверхности. На рис. 2.5 и в табл.

2.5 приведены геометрические размеры предлагаемых нагревателей.

Рисунок 2.5 – Схема U-образного карбидокремниевого нагревателя фирмы «Kanthal»

–  –  –

Для 30-т ковшей фирма-производитель [18] рекомендует использовать нагреватели общей мощностью 380-400 кВт, таким образом количество нагревателей будет равно:

=380/25,9=14,66.

Выбираем 15 нагревателей, соединенных по схеме «треугольник» по 5 нагревателей в каждой фазе.

Нагреватели монтируются в теплоизоляционную крышку по кругу, с шагом равным 2(G+A).

Значит диаметр распада нагревателей можно рассчитать с помощью формулы длины окружности:

–  –  –

В итоге, для моделирования 15 отдельных нагревателей, установленных по окружности были упрощены до полого цилиндра такого же радиуса.

Теплоотдающая поверхность 15 нагревателей равняется:

–  –  –

Разница в реальной и модельной площади поверхности составляет 4,5 %, а значит упрощение отдельных нагревателей до цилиндра не будет значительно влиять на точность модельных расчетов.

2.5 Методика вычислений В среде SolidWorks была построена полноразмерная трехмерная модель стальковша ГУП «ЛПЗ». Затем, с помощью программного CFD пакета расчетная область модели разбивалась на ячейки и основные уравнения, учитывая начальные и граничные условия, решались методом конечных объемов. Разряжение сетки выбиралось так, чтобы точность расчета была не ниже точности измерения температуры методом термопар. Таким образом, количество ячеек сетки было не менее 50 000, а шаг по времени не превышал 10-2 с. Критерий сходимости, принятый в данной работе, ниже 10-4.

2.6 Лабораторные и промышленные измерения

Для идентификации и верификации модели были проведены промышленные и лабораторные измерения и эксперименты. Промышленные эксперименты проводились на ГУП «ЛПЗ» в период с апреля по май 2013 г. и на заводе «Электросталь» во время пуско-наладочных работ установки электрического подогрева ковшей с сентября по декабрь 2013 г. Лабораторные измерения проводились в экспериментально-исследовательской лаборатории ВНИИМЕТМАШ в октябре 2013 г.

2.6.1 Определение коэффициента черноты периклазоуглеродистой футеровки

Были проведено исследование тепловой работы ковшей на ГУП «ЛПЗ» с целью сбора данных для разработки модели. Для измерения температуры горячей стенки футеровки ковша, а также кожуха использовались инфракрасный пирометр «Кельвин-Компакт 1200» и тепловизор SDS HOTFIND LXT.

Однако при пирометрическом методе определения температуры, на основе которого работают пирометры и тепловизоры, измеряется не термодинамическая температура объекта, а радиационная. Как известно, все объекты с температурой больше 0 К излучают тепловую энергию в инфракрасном диапазоне.

Величина излученной энергии характеризуется степенью черноты :

, (2.27) где – энергия, излучаемая объектом; – энергия, излучаемая абсолютно черным телом (АЧТ) с той же температурой.

На основе степени черноты, мощности излучения и константы Стефана-Больцмана (0=5,6710-8 Вт/(м2К4)) температура объекта может быть определена из закона СтефанаБольцмана:

(2.28) Под радиационной температурой реального тела Tр понимают температуру, при которой полная мощность АЧТ равна полной энергии излучения данного тела при действительной температуре Тд [79].

Исходя из данного определения, а также формул (2.27) и (2.28) получаем:

Поэтому, чтобы измерить температуру объекта с помощью пирометра или тепловизора необходимо точно знать его степень черноты, иначе погрешность этих приборов будет расти пропорционально ошибке в определении степени черноты. Степень черноты определяется опытным путем. Для этого действительная температура объекта измеряется не пирометрическими методами (например, при помощи термопары), после чего замеряется радиационная температура Тр.

Степень черноты высчитывается из (2.29):

(2.29) Так как значение степени черноты футеровки зависит от состояния ее поверхности, использовали два образца: образец нового периклазоуглеродистого кирпича типа МС90/10 (массовая для MgO н.м. 82 %; С н.м. 10 %) и образец уже отработанного, ошлакованного кирпича (рис. 2.6). Масса каждого из них составляла около 200 г.

Рисунок 2.6 – Образцы огнеупоров: ошлакованного (слева) и нового (справа)

Для нагрева образцов использовалась промышленная муфельная печь СНОЛ 120/12 И1.

Для измерения температуры применяли встроенную в печь термопару типа ТПР-6/30, инфракрасный пирометр «Кельвин-Компакт 1200» и тепловизор SDS HOTFIND LXT.

Измерения проводились в соответствии со следующим планом:

1) Оба образца помещали в холодную печь и нагревали до 773 К в течение 4 часов. При этой температуре выдерживали образцы около часа для их прогрева.

2) После этого дверцу печи открывали, и температуру образцов измеряли с помощью инфракрасного пирометра. Затем дверь печи закрывали, а образцы выдерживали еще в течение 30 мин при той же температуре, после чего измерения повторялись.

3) Измерение осуществляли третий раз, как и в п.2. Таким образом при одной и той же температуре измерения проводили три раза.

4) Следующим шагом был нагрев образцов до 973 К и выдержка при этой температуре в течении часа. Измерения при этой температуре повторяли еще 2 раза.

5) Пункты 1-3 повторялись при 1173 К.

Степень черноты определяли по формуле (2.29). Результаты измерений температуры и расчета значений интегрального коэффициента излучения приведены в табл. 2.6. Видно, что степень черноты огнеупора, покрытого слоем шлака, заметно выше, чем степень черноты нового кирпича. Это можно объяснить повышенной пористостью отработанного огнеупора, а также наличием слоя шлака.

а б в Рисунок 2.7 – Термограммы образцов после нагрева до 500 (а), 700 (б) и 900 (в) °С Степень черноты ошлакованного огнеупора снижается с повышением температуры, что соответствует зависимостям, полученным ранее другими авторами для периклазовых огнеупоров [6]. Степень черноты нового огнеупора при повышении температуры от 500 до 700°С повышается, а при дальнейшем увеличении температуры до 900 °С – понижается. Такой результат можно объяснить изменением оптических свойств нового огнеупора при выгорании связующего и увеличением его пористости (см. рис. 2.7).

Таблица 2.6 – Результаты измерений температуры и расчетные значения интегрального коэффициента излучения

–  –  –

Результаты измерений обрабатывались с помощью пакета «Анализ данных» Microsoft Excel. Результаты статистической обработки измерений для образца ошлакованного огнеупора представлены в табл. 2.7, а нового огнеупора – в табл. 2.8.

–  –  –

0,80 0,75 0,70 0,65

–  –  –

Рисунок 2.9 – Зависимость степени черноты нового огнеупора от температуры Полученные в настоящей работе значения степени черноты для периклазоуглеродистых огнеупоров типа МС90/10 значительно превышают аналогичные величины для периклазовых огнеупоров.

Так, в [6] для Т=1000°С для периклаза приводятся значение степени черноты, равное 0,5. В тоже время литературные данные по степени черноты периклазовых огнеупоров часто ошибочно используются для расчетов и измерений температуры периклазоуглеродистой футеровки как, например, в работе [61].

Относительную методическую погрешность измерения температуры при использовании неверных значений степени черноты можно рассчитать на основании формулы:

(2.30) где – значение степени черноты периклазоуглеродистого огнеупора; - значение степени черноты, приведенное в литературе для периклазового огнеупора; термодинамическая температура, рассчитанная при, К; термодинамическая температура, рассчитанная при, К.

Следовательно, методическая погрешность измерения температуры ошлакованной периклазоуглеродистой футеровки при использовании значений степени черноты периклазовой футеровки составляет 15 %. За методическую погрешность измерения температуры при использовании значений степени черноты ошлакованного огнеупора, полученных в данной работе, можно принять случайную погрешность измерения степени черноты, составляющую от 2 до 7 %. Это значит, что, например, абсолютная погрешность измерения при температуре 900 °С снижается с ±131 до ±32 °С. Таким образом, применение полученных в настоящей работе значений степени черноты периклазоуглеродистой футеровки позволяет значительно повысить точность измерения температуры такой футеровки по сравнению с использованием данных по периклазовым огнеупорам.

2.6.2 Промышленные измерения

На ГУП «ЛПЗ» была проведена серия измерений температуры футеровки ковша в течение оборотного времени: после разливки и слива шлака, перед нагревом и после него.

Длительность оборотного времени ковшей на ГУП «ЛПЗ» зависит от количества ковшей в работе. При использовании 4-х ковшей оборотное время составляет в среднем 80-100 минут. В течение этого периода сливается шлак, ковш очищается и подготавливается к следующей плавке (10-30 мин), а затем ставится на подогрев (30-40 мин). После подогрева, за 10-20 минут до выпуска ковш ставится под ДСП. При 3х-ковшовой схеме работы длительность оборотного времени составляет примерно 40-60 минут. В таком случае ковш не подогревают, а сразу после 10-30 минутной подготовки ставят под ДСП за 10-20 минут до выпуска, в зависимости от занятности мостовых кранов.

Средняя температура футеровки ковша после разливки для обоих схем примерно одинакова и составляет 1050-1100 °С (рис. 2.10). За время подготовки к следующей плавке ковш теряет примерно 50-100 °С и ставится на подогрев с температурой 950-1000 °С.

Температура футеровки после подогрева практически не изменяется, а может и уменьшится до 900-950 °С, что можно объяснить низкой эффективностью пламенных горелок, используемых на стендах подогрева. В связи с занятостью мостовых кранов ковши отдаются под выпуск плавки за 10-20 минут до начала выпуска. В это время футеровка ковша быстро охлаждается со скоростью примерно 3-5 °С/мин в зависимости от начальной температуры. Таким образом, температура футеровки ковша перед выпуском при 4-х ковшовой схеме колеблется в интервале от 800 до 900 °С.

Рисунок 2.10 – Термограмма оборотного ковш после слива шлака

Работа на 3-х ковшах исключает возможность подогрева футеровки, но также снижает длительность оборотного времени, поэтому ковши приходят под выпуск с более высокой температурой футеровки, равной около 950-1000 °С. Однако из-за преждевременной установки ковшей под выпуск, связанной с загруженностью кранов и нестабильностью работы печи, футеровка быстро охлаждается и ко времени выпуска составляет в среднем 850-900 °С (рис.

2.11).

Свежезафутерованные ковши, а также ковши после продолжительного простоя подвергаются длительному предварительному подогреву. Такие ковши приходят под выпуск с заметно меньшей температурой, чем оборотные. Так, средняя температура футеровки для ковшей, оборотное время которых превышало 3 часа составляет 700-750 °С. На рис.

2.12показана термограмма футеровки нового ковша, который подогревался на стенде в течение более 8-ми часов. Видно, что средняя температура футеровки не превышает 800-850°С, что подтверждает предположение о низкой эффективности горизонтальных стендов подогрева на заводе. Из этих данных можно сделать вывод, что максимальная температура нагрева футеровки, достигаемая на стендах подогрева на ГУП «ЛПЗ» составляет около 850-900 °С при требуемой в ВТИ 70067945-ЭСПЦ-11-2006 величине в 1100-1200 °С.

Рисунок 2.11 – Термограмма футеровки оборотного ковша перед выпуском Результаты этого исследования, такие как средние продолжительности отдельных этапов работы ковшей, их тепловое состояние и т.

д. были использованы для адаптации тепловых моделей к условиям ГУП «ЛПЗ», а также их верификации.

–  –  –

2.7.1 Верификация субмодели электрического нагрева ковшей Адекватность модели электрического нагрева ковшей проверялась на единственной в России установке электрического подогрева ковшей в СПЦ-2 завода «Электросталь» (рис. 2.13).

На установке осуществляется сушка и подогрев 20-т ковшей. Схема футеровки ковша, а также его габаритные размеры приведены в приложении А. Ковши завода Электросталь несколько отличаются от ковшей ГУП «ЛПЗ», поэтому в ранее разработанной модели электрического подогрева ковшей была изменена 3-D модель ковша. Кроме того, на момент проведения эксперимента установка электронагрева ковшей на заводе «Электросталь» находилась в стадии пуско-наладки, поэтому нагрев проводился на 50 % мощности. По этой причине температура нагревателей не превышала 1000 °С (рис. 2.14). Эта температура нагревателей и была использована в качестве граничного условия при моделировании.

–  –  –

В ходе эксперимента холодный ковш в течение 180 минут подогревался на установке электронагрева, после чего температура его горячей стенки измерялась инфракрасным тепловизором. Термограммы горячей стенки футеровки после нагрева приведены на рис.

2.15, а. С помощью модели подогрева ковша электрическими нагревателями было рассчитано тепловое состояние футеровки ковша после 180-минутного подогрева. На рис. 2.15, б приведена расчетная термограмма поверхности горячей стенки футеровки.

а б Рисунок 2.15 – Измеренная (а) и расчетная (б) термограммы горячей футеровки ковша после подогрева Если сравнивать расчетную и реальную термограммы, видно, что расчетная средняя температура верхней части стенки (750–800 °С) несколько выше реальной (720–750 °С). Это можно объяснить тем, что за то время, пока поднималась крышка и ковш выкатывался из-под стенда подогрева, футеровка могла немного остыть. Средняя расчетная температура днища составляет 657 °С, а реальная – около 550–600 °С. В целом можно сделать вывод, что модель электрического подогрева с относительно высокой для такого сложного процесса точностью описывает нагрев футеровки стальковша, а значит данную модель можно использовать для прогнозирования распределения температуры в футеровке СК.

2.7.2 Верификация субмодели подогрева ковша газовыми горелками

Модель подогрева ковша газовоздушной горелкой проверялась по результатам исследования тепловой работы ковшей на ГУП «ЛПЗ». Нагрев ковшей там осуществляется пламенной горелкой фирмы «KromSchroeder» марки ZIO200RB-50/35-(20)D. Т.к. на заводе не было возможности устанавливать термопары в футеровку ковша, производились замеры температуры только непосредственно перед и после подогрева с помощью пирометра и тепловизора. Ковш со средней температурой стенки, равной около 950-1000 °С нагревался на стенде высокотемпературного подогрева в течение 30 минут. Затем ковш кантовался и ставился на стенд очистки, где была замерена температура горячей стенки (рис. 2.16, а). Был смоделирован 30-минутный подогрев ковша с начальной средней температурой стенки равной 975 °С. Расчетная термограмма горячей стенки ковша после подогрева приведена на рис. 2.16, б. Если сравнить термограммы, то видно, что реальная средняя температура ковша составляет около 1050 °С, в то время как средняя расчетная температура – около 1100 °С. Разницу можно объяснить тем, что за время транспортировки и кантовки горячая стенка успевает остыть на 50– 100 °С. Таким образом, расчетные данные хорошо согласуются с измеренными, учитывая сложность моделируемого процесса и сделанные допущения, а значит модель подогрева ковшей газовоздушными горелками можно использовать для прогнозирования теплового состояния футеровки ковша.

Адекватность модели подогрева ковшей газокислородной горелкой проверялась только по литературным данным, т.к. такой подогрев не используется ни на одном отечественном заводе. Поэтому с помощью модели повторили эксперимент, описанный в работе [17]. Ковш с начальной температурой футеровки и кожуха, приведенной на рис. 2.17, а подогревался газокислородной горелкой в течении 3 часов. Конечная температуры футеровки и кожуха приведены на рис. 2.17, б. Размеры ковша, используемого в этом эксперименте (диаметр 2700 мм, высота 2900 мм), мало отличается от ковшей, используемых на ГУП «ЛПЗ» (2400 и 2500 мм), поэтому моделирование проводили на ковшах «ЛПЗ». Результаты приведены на рис. 2.18.

Видно, что средняя расчетная температура стенки ковша составляет около 1000 °С, что соответствует реальным замерам (986 °С). Расчетная температура днища (915 °С) немного ниже реальной (994 °С), что возможно объясняется более длинным факелом газокислородной горелки. Расчетная температура кожуха ковша (120 –180 °С) заметно ниже, чем реальная (170– 220 °С), что скорее всего связано с различиями в толщине футеровки экспериментального ковша и ковша ГУП «ЛПЗ». По полученным результатам можно сделать вывод, что модель газокислородного подогрева ковшей адекватно описывает процесс нагрева и может быть использована для дальнейших исследований.

–  –  –

2.7.3 Верификация субмодели охлаждения пустого ковша Для проверки адекватности модели охлаждения пустого ковша были проведены измерения температуры футеровки ковша после разливки. Ковш после окончания разливки еще около 15 минут находится на поворотном столе МНЛЗ, накрытый крышкой. Очевидно, что в это время измерять температуру его футеровки с помощью ручного пирометра невозможно.

Однако футеровка накрытого крышкой ковша охлаждается очень медленно и по предварительным расчетам за 15 минут остывает примерно на 15-20 °С. Поэтому хронометраж охлаждения ковша начинали с момента снятия с него крышки. После этого ковш снимается с поворотного стола, из него сливаются остатки металла и шлак, и ковш устанавливается на стенд подготовки, где можно измерять температуру его футеровки. Экспериментальные точки были нанесены на расчетный график охлаждения ковша, полученный с помощью модели (рис. 2.19).

Видно, что экспериментальные точки хорошо согласуются с расчетной кривой охлаждения, что R2.

подтверждается высоким коэффициентом детерминации Полученные результаты доказывают высокую точность модели охлаждения пустого ковша, даже не смотря на допущение о квазистационарном состоянии футеровки ковша перед разливкой.

–  –  –

2.7.4 Верификация субмодели охлаждения металла в ковше Как уже было отмечено, в модели охлаждения стали в ковше не учитывается тепловые потери струи металла на выпуске и потери за счет добавки в ковш легирующих материалов и раскислителей. Чтобы оценить эти потери на ГУП «ЛПЗ» проводились измерения температуры металла в ковше сразу после выпуска из ДСП.

Замеры проводились непосредственно после выпуска полупродукта из ДСП, с выдвижной платформы. Т. к. заводские средства измерения в этом месте применить невозможно из-за их ограниченного радиуса действия, использовался измерительный прибор «Сталь-4», предназначенный для измерения реальной температуры металлов, измерения э.д.с.

датчиков активности кислорода и т.д. Измерение температуры осуществлялось при помощи термопреобразователя ТПР-91 (рис. 2.20). Он включает в себя жезл для погружения в расплавленный металл сменного пакета (термоэлектрического преобразователя) с контактодержателем и сам сменный пакет. Пакет состоит из головки термопреобразователя и бумажной гильзы. В кварцевой трубке головки термопреобразователя находится чувствительный элемент (ЧЭ). В пакетах ПТПП используется ЧЭ платинородий-платинородий.

Технические характеристики термопреобразователя приведены в табл. 2.9.

–  –  –

Замеры были проведены на 5 плавках. В табл. 2.10 приведены результаты этих измерений. Т.к. на плавках 131718 и 131719 в ковш помимо ферросплавов было дополнительно добавлено 60 и 85 кг извести соответственно, что по расчетам дополнительно снизило температуру на 5-7 °С, то в целом видно, что на выпуске теряется около 35-38 °С вне зависимости (или с минимальной зависимостью) от начальной температуры футеровки.

Исключая эти плавки, как выбросы, получаем среднюю величину падения температуры на выпуске – 36 °С. Так как за время выпуска металл теряет тепло также за счет его аккумуляции футеровкой ковша, а также потерь излучением с зеркала металла, то провели моделирование охлаждения стали в ковше за первые 3 минуты при подобной температуре футеровки.

Расчетное падение температуры составило 15 °С. Допустим, что нагрев и плавление ферросплавов, а значит и тепловые потери на эти процессы, происходят в течение периода выпуска. Значит, потери из-за излучения струи металла, нагрева и плавления легирующих составляет 36 – 15 = 21 °С. На эту величину повышали потери температуры при определении адекватности модели охлаждения.

–  –  –

Следующим этапом работы было определение адекватности субмодели охлаждения металла в стальковше. Для определения среднего падения температуры полупродукта в ковше во время выдержки перед обработкой на АКП были проведены серии измерений. Температура замерялась в ДСП непосредственно перед выпуском и сразу после установки ковша под крышку АКП. Измерения были проведены на 25 плавках. После первичной статистической обработки и удаления выбросов осталось 22 плавки.

–  –  –

Результаты измерений были разделены на 3 группы в зависимости от начальной температуры футеровки ковша: 806±28 °С, 914±24 °С и 1000±35 °С (табл. 2.11). Затем при помощи модели были рассчитаны кривые охлаждения металла в ковше при данных начальных температурах футеровки. Кривые охлаждения с нанесенными на них экспериментальными точками приведены на рис. 2.21.

Таблица 2.11 – Результаты экспериментальных измерений температуры металла и футеровки (°С)

–  –  –

Из рисунка видно, что падение температуры металла в ковше действительно сильно зависит от начальной температуры его футеровки, причем со временем эта зависимость усиливается. Большой разброс точек в левой части графика, т.е. в области кратковременной выдержки можно объяснить различным количеством добавленных в ковш ферросплавов и шлакообразующих, а также приближенным описанием падения температуры на выпуске. Все результаты имеют коэффициенты детерминации R2, превышающие 0,7, что доказывает хорошую сходимость экспериментальных и расчетных данных. Пониженная точность результатов при температуре футеровки 900 °С возможно связана с достаточно высокой ошибкой пирометрического измерения температуры, а также малым количеством точек в этом интервале температур футеровки. В целом, расчетные значения можно считать удовлетворительными, учитывая сложность моделирования.

ГЛАВА 3 – ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ

ВНЕПЕЧНОЙ ОБРАБОТКИ НА ТЕПЛОВЫЕ ПОТЕРИ МЕТАЛЛА В

КОВШЕ

Влияние температуры металла на выпуске3.1.

Температура металла на выпуске из ДСП в основном зависит от наличия АКП и времени выдержки металла в ковше и поэтому меняется от плавки к плавке. Например, на ГУП «ЛПЗ», из-за того, что время выплавки превышает время разливки, первые плавки в серии выдерживаются в ковше достаточно долгое время, чтобы накопить несколько плавок и начать разливку. Поэтому температура выпуска таких плавок примерно на 30-60 °С выше, чем у следующих плавок и составляет 1650-1680, а иногда и 1700 °С. На остальных плавках температура выпуска колеблется от 1615 до 1640 °С.

Было проведено моделирование охлаждении стали в ковше во время выдержки при различной температуре на выпуске (начальная температура металла) с целью определения ее влияния на скорость охлаждения (рис. 3.1).

–  –  –

1700 °С 1650 °С 1615 °С °С

–  –  –

Видно, что характер кривых в зависимости от температуры не меняется, однако, падение температуры увеличивается по мере роста начальной температуры: при 1615 °С оно составляет 88,04 °С, при 1650 °С – 94,49 °С, а при 1700 °С – 102,75 °С. Такая зависимость объясняется тем, что градиенты температур между металлом/футеровкой и металлом/окружающей средой, от которых зависит потери тепла конвекцией и излучением выше при более высокой начальной температуре. Таким образом, большой перегрев металла в плавильном агрегате не только приводит к затратам электрической и других видов энергии и повышению угара металла, но и приводит к дополнительным тепловым потерям уже во время ковшовой обработки. Авторы [61] также определяли влияние начальной температуры металла на падение температуры в ковше, однако в их работе разница между падением температуры при 1700 °С и при 1640 °С составила всего 3 °С, в то время как в настоящей работе – около 9 °С. Скорее всего это связано с тем, что в работе [61] моделировались потери металла в 160-тонном ковше, удельная поверхность которого в несколько раз меньше, чем у 30-тонного ковша, используемого в настоящей работе.

На основании полученных результатов можно сделать вывод, что в ковшах малой вместимости перегрев металла приводит к значительным тепловым потерям.

3.2. Исследование влияния типа и толщины футеровки на тепловые потери металла в ковше 3.2.1 Влияние толщины рабочего слоя В течение эксплуатации стальковша рабочий слой его футеровки подвергается различным физическим и химическим воздействиям (эрозия, разъедание шлаком и т.д.), вследствие чего со временем его толщина заметно сокращается. Уменьшение толщины футеровки должно повышать теплопередачу между горячей стенкой футеровки и кожухом ковша, что может привести к увеличению тепловых потерь металла в ковше. С другой стороны, уменьшение объема теплоемкой футеровки должно снизить тепловые потери на аккумуляцию ею тепла горячего металла. Была поставлена задача определить влияние толщины футеровки рабочего слоя футеровки на тепловые потери металла в ковше.

По данным, полученным на ГУП «ЛПЗ» стойкость периклазоуглеродистых (ПУ) огнеупоров рабочего слоя стальковшей составляет 50-70 плавок. Критерием вывода ковша из оборота является остаточная толщина рабочего слоя, минимальная величина которой должна быть не менее 60 мм. Исходя из этого, толщина рабочего слоя была разделена на максимальную (180 мм), среднюю (120 мм) и минимальную (60 мм). Для этих значений проводилось моделирование часового охлаждения ковша с последующей часовой выдержкой металла в нем.

Результаты приведены на рис. 3.2.

–  –  –

Как видно, при максимальной и средней толщине футеровки рабочего слоя тепловые потери металла практически равны (95 и 98 °С/ч соответственно). В то же время, при минимальной толщине рабочих огнеупоров потери заметно увеличиваются и составляют уже 107 °С/ч. Это объясняется тем, что в средней ситуации повышение тепловых потерь теплопроводностью из-за уменьшения толщины футеровки нивелируются снижением потерь на повышение ее теплосодержания. При дальнейшем снижении толщины футеровки потери теплопроводностью начинают преобладать и поэтому скорость охлаждения стали увеличивается.

Другим объяснением резкого увеличения скорости охлаждения при минимальной толщине огнеупоров рабочего слоя может быть как раз их малое теплосодержание. Если при максимальной и средней толщине рабочего слоя футеровка за время охлаждения не успевает остыть полностью, и внутренние слои сохраняют тепло, то при минимальной толщине рабочий слой охлаждается гораздо сильнее, что можно увидеть на термограммах распределения температуры по слоям футеровки ковша после охлаждения (рис. 3.3). В любом случае, по результатам моделирования можно сделать вывод, что толщина рабочего слоя футеровки стальковша начинает заметно влиять на скорость охлаждения металла в нем только при снижении до 50-60 мм. Авторы работы [61] также проводили исследование влияния толщины футеровки на тепловые потери металла в 160-т ковше, и тоже не выявили значительных изменений температуры металла.

–  –  –

Таким образом, можно предположить, что на тепловые потери металла в ковше больше влияют теплофизические свойства огнеупоров, а именно теплопроводность и теплоемкость, чем их толщина. Поэтому было предложено смоделировать охлаждение стали в ковше, футерованным доломитовыми изделиями, а также высокоглиноземным огнеупорным бетоном имеющими более низкие показатели теплопроводности и теплоемкости, чем ПУ изделия (табл.

3.1).

–  –  –

Результаты моделирования представлены на рис. 3.4. Как и предполагалось, тепловые потери стали при использовании доломитовых огнеупоров снизились на 15 %, с 2,23 до 1,91 ГДж по сравнению с периклазоуглеродистой футеровкой. Потери тепла при моделировании монолитной бетонной футеровки снизились до 1,78 ГДж (на 20 %). Благодаря относительно низкой теплопроводности и теплоемкости доломитовая и глиноземистая футеровки аккумулируют меньше тепла горячего металла, что и приводит к снижению тепловых потерь.

Тем не менее, MgO-C огнеупоры имеют ряд несомненных преимуществ, а именно их повышенная прочность и устойчивость к действию шлаков. Таким образом, прежде чем рекомендовать предприятию замену широко использующихся периклазоуглеродистых изделий, необходимо рассчитать экономическую эффективность такой замены. В работе [80] приводятся сравнительные данные о стойкости доломитовых и периклазоуглеродистых огнеупоров. Так, на заводе ООО «Электросталь» (г.Курахово, Украина) стойкость 50-т ковшей, футерованных доломитовыми огнеупорами, составляет 71,2 плавки, что всего на 15 % ниже стойкости периклазоуглеродистой футеровки на том же заводе. Однако, несмотря на снижение стойкости сталеразливочных ковшей при работе на доломитовых огнеупорах расчет удельных затрат, проведенный авторами [80] показывает, что использование доломитовых огнеупоров экономически целесообразно. Так удельные затраты при эксплуатации сталеразливочных ковшей с доломитовой футеровкой, в среднем, составляет 1,91 €/т готового металла, а сталеразливочных ковшей с периклазоуглеродистой футеровкой, соответственно – 2,24 €/т готового металла. Стойкость высокоглиноземистой монолитной футеровки на заводе ООО «Электросталь», по данным компании «Кералит», составляет более 100 плавок (максимум – 123 плавки), при этом удельные затраты равняются 2,13 €/т.

Таким образом, замена периклазоуглеродистой футеровки на доломитовую или на современные монолитные футеровки даст возможность экономить до 6 кВт·ч электроэнергии на тонну стали, что эквивалентно 18 руб/т стали за счет снижения перегрева металла в ДСП, не считая выгоды от снижения удельных затрат на огнеупорные материалы.

Высокоглиноземистый бетон Температура металла, °C Доломитовые блоки

–  –  –

Теплоизоляционный слой футеровки сталеразливочного ковша служит для снижения тепловых потерь металла через футеровку. Кроме того, он препятствует чрезмерному нагреву кожуха ковша, что предотвращает его коробление и прогары. Можно предположить, что увеличение толщины теплоизоляционного слоя позволит уменьшить тепловые потери металла в ковше, а также снизить температуру кожуха. Для проверки этого предположения была дополнительно построена модель 30-тонного ковша ГУП «ЛПЗ» с увеличенным теплоизоляционным слоем (до 20 мм). Затем, используя описанную в гл. 2 модель был проведен расчет сначала часового охлаждения пустого ковша с последующей часовой выдержкой металла в нем. Несмотря на то, что толщина теплоизоляционного слоя увеличилась в два раза, моделирование показало, что температурные потери стали в ковше при часовой выдержке уменьшились только на 3 °С. Это можно объяснить тем, что, как показано выше, большая часть тепловых потерь металла в ковше после выпуска составляют потери на нагрев футеровки рабочего слоя ковша, состоящего из периклазоуглеродистых огнеупоров, имеющих высокую теплопроводность и теплоемкость, и потери излучением с поверхности металла. Увеличение толщины теплоизоляционного слоя приводит к снижению температуры кожуха, что в свою очередь приводит к тому, что тепловой поток излучением и конвекцией с поверхности кожуха снижается с 5,1 до 3,5 кВт/м2. Для сравнения, мощность тепловых потерь излучением с поверхности шлака, не зависящая от толщины теплоизоляционного слоя, для обоих случаев составляют в среднем 60-80 кВт/м2, а значит снижение тепловых потерь излучением и конвекцией от кожуха ковша благодаря увеличению теплоизоляционного слоя на общие тепловые потери металла в ковше влияют слабо.

Таким образом, влияние увеличения теплоизоляционного слоя на тепловые потери металла в ковше можно считать незначительным по сравнению с общими потерями. Тем не менее, максимальная температура кожуха при утеплении футеровки ковша снижается с 310 до 250 °С, что должно увеличить срок эксплуатации стальковшей и снизить риск прогара кожуха.

3.3. Исследование влияния межплавочного простоя на скорость охлаждения металла в ковше.

Как уже отмечалось, начальное тепловое состояние футеровки ковша – один из главных факторов, влияющих на скорость снижения температуры металла в нем. Если в течение межплавочного простоя ковш не подогревается, то начальное теплосодержание его футеровки должно зависеть от его продолжительности.

Было проведено моделирование охлаждения футеровки ковша после разливки. Разливка моделировалась следующим образом. Т.к. используемый CFD-пакет считает текучими средами только полости между твердыми телами [76], нельзя напрямую смоделировать разливку стали, т.е. постепенное уменьшение уровня металла в ковше. Поэтому часовую разливку разделили на 4 этапа, каждый длительностью по 15 минут. Были рассчитаны приблизительные уровни металла, соответствующие 15, 30, 45 и 60 минутам разливки. В течение каждого этапа уровень металла в ковше не меняется. Принято, что ковш накрыт крышкой с зазором, составляющим 50 мм, что моделирует неплотности прилегания крышки к горловине ковша из-за настылей.

Результаты одного этапа моделирования являлись начальными условиями для следующего этапа. Таким образом было рассчитано тепловое состояние футеровки ковша после окончания разливки.

На рис. 3.5 приведены результаты моделирования охлаждения футеровки ковша после разливки. Принято, что ковш охлаждался без крышки в вертикальном положении. Видно, что после снятия с ковша крышки горячая стенка футеровки начинает быстро терять тепло излучением. Со временем, когда градиент температур горячей стенки и окружающей среду уменьшается, и лимитирующей стадией становится перенос тепла теплопроводностью внутри футеровки, потери тепла замедляются. Таким образом, основные потери тепла футеровкой происходят в первые 30-40 минут после разливки.

–  –  –

Для определения влияния оборотного времени ковша на охлаждение металла в нем, на основании расчета охлаждения футеровки, было проведено моделирование охлаждения металла в ковше в зависимости от оборотного времени (рис. 3.6). Видно, что, как и предполагалось, охлаждение металла в ковше действительно сильно зависит от оборотного времени. Как уже было отмечено выше, основные тепловые потери футеровки происходят в первые 30-40 мин оборотного времени, что отражается и на тепловых потерях металла в оборотных ковшах. На графике видно достаточно резкое повышение температурных потерь (14 °С) при увеличении оборотного времени от 15 до 45 мин. При последующем увеличении оборотного времени, например, с 45 до 75 минут, рост температурных потерь металла не так велик и составляет около 8 °С, и в дальнейшем продолжает уменьшаться.

–  –  –

Рисунок 3.6 - Зависимость охлаждения металла в ковше от длительности простоя пустого ковша Для снижения тепловых потерь футеровки пустых стальковшей в течение оборотного времени их можно накрывать теплоизоляционными крышками.

Такие универсальные крышки используются на ГУП «ЛПЗ» во время разливки, при аварийной выдержке металла в ковше и при длительном охлаждении пустого ковша.

Было проведено моделирование охлаждения ковша с крышкой. На рис. 3.5 приведен график изменения средней температуры горячей стенки футеровки стенки и днища при наличии и отсутствии крышки. Видно, что без крышки горячая стенка футеровки остывает гораздо быстрее, что объясняется высоким радиационными тепловыми потерями в окружающую среду, в то время как при наличии крышки теплообмен с окружающей средой заменяется на теплообмен с крышкой и ограниченным ею объемом воздуха. На рис. 3.7 приведены термограммы футеровки ковша после двухчасового оборотного времени с крышкой (а) и без нее (б). Хорошо видно, что без крышки остывает только небольшой слой рабочей футеровки, прилегающей к горячей стенке, в то время как остальная часть остается относительно нагретой. Именно по этой причине жидкая сталь в оборотных ковшах остывает медленнее, чем в новых, хотя температура горячей стенки у первых может быть меньшей. В то же время, рабочий слой футеровки ковша под крышкой остывает равномерно и сохраняет гораздо больше тепла.

а б Рисунок 3.7 – Расчетные термограммы футеровки ковша после охлаждения без крышки (а) и с ней (б) Так как после окончания разливки крышку необходимо снять для слива шлака и очистки ковша, было смоделировано 15-минутное охлаждение ковша без крышки (минимальная продолжительность слива шлака и очистки ковша, измеренное на ГУП «ЛПЗ») с последующим охлаждением под крышкой. Результаты приведены на рис. 3.8. Видно, что за то время, пока сливается шлак и идет очистка ковша горячая поверхность футеровки теряет около 250-300 °С.

После накрывания ковша крышкой тепловые потери футеровки излучением резко уменьшаются, т.к. тепло, излученное с поверхности футеровки стенки, усваивается противоположной стенкой, днищем или крышкой и т.д. В дальнейшем происходит даже небольшое (около 50 °С) повышение температуры горячей поверхности футеровки. Это объясняется тем, что, как уже было отмечено выше (см. рис. 3.7), за короткое время ускоренного охлаждения футеровки без крышки остывает только тонкий слой рабочей футеровки ковша. После того, как тепловые потери излучением резко снижаются, процесс управляется уже теплопроводностью в футеровке ковша, которая стремится перейти в стационарное тепловое состояние, а т.к. внутренние слои футеровки нагреты больше, чем внешние, тепловой поток меняет направление и происходит подогрев этих охлажденных внешних слоев. В дальнейшем, после установления внутри футеровки квазистационарного состояния, наблюдается медленное снижение температуры горячей поверхности футеровки.

–  –  –

Для определения экономической эффективности использования теплоизоляционных крышек в течение межплавочного простоя ковша было проведено моделирования охлаждения жидкой стали в ковше, который в течение оборотного времени, после слива шлака и очистки был накрыт крышкой. Результаты моделирования приведены на рис. 3.9.

–  –  –

Рисунок 3.9 – Изменение температуры металла в ковше, остывавшим с крышкой и без Для сравнения, на график была нанесена кривая охлаждения стали в ковше, который в течение всего оборотного времени не был накрыт.

Очевидно, что металл в ковше, который охлаждался под крышкой, остывает значительно медленнее. Хорошо заметно, что сплошная кривая температуры (ковш, охлажденный без крышки) в первые минуты резко снижается из-за большого градиента температур между сталью и футеровкой, а со временем, когда слой остывшей футеровки прогревается, становится более пологой. Пунктирная кривая (ковш, охлажденный с крышкой) показывает практически линейную зависимость от времени, т.к.

градиент температур не так велик и рабочий слой футеровки прогрет практически равномерно.

При средней выдержке металла в ковше, равной 30-40 мин использование крышки позволяет сохранить около 20 °С, что эквивалентно 6 кВт·ч/т стали или 15 руб./т.

Влияние толщины слоя шлака и крышки на охлаждение металла в ковше 3.4.

Известно, что наличие шлака на поверхности жидкого металла уменьшает его тепловые потери. Это объясняется снижением температуры теплоотдающей поверхности (700-900 °С вместо 1600 °С), т.к. слой шлака для металла выполняет теплоизолирующую роль благодаря своей относительно малой теплопроводности (2-5 Вт/(м·К), что в 6 – 10 раз меньше коэффициента теплопроводности спокойного расплавленного металла). С другой стороны, коэффициент черноты шлака достаточно высок и составляет по разным данным от 0,7-0,8 [8, 9, 77]; при этом степень черноты жидкого металла не превышает 0,5 [77]. Однако, стоит отметить, что даже при отсечке шлака после выпуска из ДСП небольшое его количество всегда присутствует на поверхности металла. На ГУП «ЛПЗ» максимально допустимая толщина печного шлака, согласно ТИ, составляет 50 мм. Добавление в ковш извести или ТШС уменьшает потери тепла через открытую поверхность металла, однако дополнительно затрачивается тепло на нагрев и плавление шлакообразующих. Для снижения тепловых потерь через открытую поверхность металла на ГУП «ЛПЗ» также используются теплоизоляционные крышки. Благодаря низкой теплопроводности и теплоемкости тепло металла на их нагрев практически не тратится. Исходя из вышеперечисленного задачей моделирования стало сравнение потерь тепла при различной толщине печного шлака, наведенного покровного шлака и теплоизоляционной крышки. Печной шлак имел начальную температуру, равную температуре металла 1650 °С. Моделировалось максимальная допустимая толщина печного шлака (50 мм), средняя (25 мм) и минимальная (5мм). Покровный шлак моделировался с теми же теплофизическими свойствами, что и печной, только с начальной температурой, равной 25 °С.

Толщина покровного шлака задавалась равной 25, 50 и 80 мм. Начальная температура крышки равнялась 300 °С, что соответствует значению температуры горячей поверхности крышки перед ее установкой на ковш на ГУП «ЛПЗ».

–  –  –

Рисунок 3.10 – Тепловые потери металла в ковше во время выдержки в зависимости от толщины печного шлака (от 5 до 50 мм), наведенного шлака (50 мм) и наличия теплоизоляционной крышки Результаты моделирования приведены на рис.

3.10. Как и предполагалось, больше всего тепла металл теряет при почти полном отсутствии шлака. По гистограмме видно, что применение покровного шлака снижает тепловые потери по сравнению с ковшом без шлака на ~25 %, однако около 10-15 °С тратится в первые 5-10 мин выдержки на нагрев и плавление шлакообразующих. При этом исследование показало, что увеличение толщины покровного шлака выше 50 мм слабо влияет на тепловые потери металла. Меньше всего тепла потерял ковш, накрытый теплоизоляционной крышкой. Падение температуры в таком ковше после часовой выдержки на 25 °С меньше, чем в ковше с покровным шлаком и почти на 60 °С меньше, чем в ковше без шлака. Расчеты показали, что оптимальным вариантом является использование покровного шлака толщиной не больше 25-50 мм совместно с теплоизоляционной крышкой. Применение этого варианта позволяет уменьшить расход ЭЭ на 15 кВт·ч/т при этом обеспечивая необходимое количество и основность шлака для десульфурации.

3.5. Влияние схемы эксплуатации ковшей

На ГУП «ЛПЗ» используются схемы с 3-мя и 4-мя ковшами в обороте, длительность межплавочного простоя для них составляет от 30 до 60 минут и от 90 до 120 минут соответственно. В табл. 3.2 представлен расчет задолженности ковша при 3-х и 4-х ковшовой схеме, составленная по хронометражам плавок на ГУП «ЛПЗ». Видно, что 3-х ковшовой схеме разогрев футеровки ковшей перед подачей под выпуск исключен из-за недостатка времени. При 4-х ковшах в работе на разогрев отводится в среднем 30-40 минут. Также следует отметить, что при 4-х ковшовой схеме средняя продолжительность подготовки ковша к следующей плавки на 10-15 минут больше, т.к. требуется время на доставку ковша на стенд подогрева, включающее ожидание, пока освободится стенд и подъедет мостовой кран. Кроме того, каждые 3-4 плавки у ковша необходимо заменять шиберную плиту, что занимает дополнительное время и требует обязательного подогрева. Была поставлена задача сравнить тепловое состояние ковшей перед выпуском плавки при 3-х и 4-х ковшевой схеме, т.е. при наличии и отсутствии подогрева, с целью определения оптимальной схемы.

Было проведено моделирование охлаждения стальковша после разливки в течение 45 мин, имитирующее среднюю продолжительность очистки и подготовки ковша при 4-х ковшовой схеме работы. Затем, используя полученные результаты (тепловое состояние ковша) было проведено моделирование 40-минутного подогрева футеровки ковша газовой горелкой.

Для имитации работы по 3-х ковшовой схеме было смоделировано только 30-минутное охлаждение футеровки ковша. Средняя расчетная температура горячей стенки ковша после 45минутной подготовки составляет 940 °С. После часового подогрева средняя температура стенки поднимается до 1140 °С. При 3-х ковшовой схеме после 30-минутного охлаждения горячая стенка футеровки остывает в среднем до 980 °С.

–  –  –

Для сравнения также была предложена еще одна схема работы ковшей, когда при 4-х ковшах в обороте после очистки, вместо подогрева, ковш ставится под крышку. Такая схема используется на ГУП «ЛПЗ» при занятости обоих стендов нагрева. При использовании этой схемы ковш не будет терять дополнительное тепло во время ожидания и транспортировки на стенд нагрева. Эта схема была сымитирована путем 30-минутного охлаждения ковша без крышки с последующим часовым охлаждением под крышкой. После накрывания крышкой после 30 минут температура немного повышаться и достигает 1075 °С. Однако, как уже было доказано выше, нельзя оценивать тепловое состояние футеровки по температуре горячей стенки, т.к. она может быстро остыть, в то время как внутренние слои футеровки еще достаточно прогреты. Поэтому для количественного сравнения технологий провели моделирование охлаждения стали в ковшах, работающих по разным схемам. Хотя горячая стенка футеровки ковша, который не подогревался, а сразу ставился под выпуск (схема с тремя ковшами в обороте) и имела самую низкую температуру (980 °С), металл в таком ковше после часовой выдержки имеет практически ту же температуру (1565 °С), что и металл в подогретом ковше (1563 °С), горячая стенка футеровки которого была почти на 200 °С выше (1140 °С). Как уже было отмечено выше, это объясняется тем, что при охлаждении ковша без крышки успевает остыть только небольшой слой рабочей футеровки, в то время как внутренняя часть остается достаточно прогретой. При этом, металл в ковше, который после подготовки вместо нагрева ставился под крышку, показал лишь небольшое отличие по температуре (1560 °С).

Совершенно очевидно, что такая схема неэффективна, так как затраты на природный газ не окупаются снижением тепловых потерь металла.

Таким образом, по результатам расчетов можно сделать вывод, что 3-х ковшовая схема работы (без нагрева) выгоднее, чем схема с 4 ковшами в обороте (с нагревом), т.к. за отведенное время футеровка не успевает достаточно прогреться. Моделирование показало низкую эффективность подогрева оборотных ковшей пламенными горелками, поэтому после подготовки ковша к следующей плавке, вместо подогрева, предлагается ставить его под крышку.

Исследование эффективности газового подогрева по сравнению с 3.6.

альтернативными способами подогрева футеровки

Исходя из полученных результатов была также поставлена задача сравнить топливновоздушный подогрев ковшей с описанными выше альтернативными способами нагрева:

топливно-кислородным и электрическим, для определения эффективности внедрения новой технологии подогрева ковшей на ГУП «ЛПЗ».

3.6.1 Моделирование подогрева футеровки стальковшей

С помощью разработанных субмоделей был сымитирован подогрев футеровки ТКГ и электронагревателями. В качестве начального теплового состояния ковша брались результаты моделирования охлаждения ковша при 4-х ковшовой схеме работы, т.е. охлаждение ковша в течение 45 минут с последующем 60-минутным разогревом.

Результаты моделирования приведены на рис. 3.11. Видно, что при электрическом подогреве средняя температура горячей стенки футеровки уже через 10 минут подогрева достигает необходимых 1200 °С, а через 30 минут – 1350 °С и в дальнейшем увеличивается незначительно. Благодаря высокой степени черноты карбида кремния передача энергии при таком нагреве происходит гораздо быстрее и эффективнее, чем у горелок. Температура горячей стенки футеровки ковша всего на 50-100 °С ниже, чем температура нагревателей, что говорит о высоком КПД электрического подогрева. Эти результаты были использованы для определения параметров тиристорного источника питания установки электрического нагрева УЭНК-20 для завода «Электросталь» (Приложение В).

Газовая горелка не смогла подогреть футеровку ковша до необходимой температуры 1200 °С даже за 60 минут. Эти результаты хорошо согласуются с производственными данными, полученными на ГУП «ЛПЗ», где после 40-минутного подогрева оборотного ковша температура его футеровки практически не изменяется, а может даже уменьшится. Топливновоздушные горелки, применяемые на большинстве металлургических предприятиях не способны быстро подогреть футеровку стальковша до необходимой температуры. Это объясняется тем, что подогретые дымовые газы быстро уносятся через зазор между крышкой и горловиной ковша, не успевая передать свое тепло футеровке, а светимость факела слишком мала, чтобы эффективно излучать энергию на футеровку.

Средняя температура футеровки, °С

–  –  –

Газокислородная горелка, согласно модели, за полчаса способна подогреть футеровку до необходимых 1200 °С, а при часовом подогреве – еще на 70 °С. Благодаря использованию чистого кислорода в качестве окислителя в таких горелках, уменьшается количество дымовых газов, увеличивается концентрация в них диоксида углерода и паров воды, что значительно повышает светимость факела. Полученные данные сопоставимы с результатами, представленными производителями этих горелок [17]. По этим данным, горелки способны за короткий срок нагреть футеровку до 1200 °С, после чего можно снижать расход природного газа для поддержания этой температуры.

С помощью субмодели охлаждения металла в ковше были проведены расчеты снижения температуры стали в ковше при различных способах его подогрева используя полученные ранее результаты в качестве начальных условий. Т.к. при электрическом и газокислородном подогревах необходимая температура достигается уже через 20-30 мин после начала нагрева, также было рассчитано охлаждение стали в ковше после получасового нагрева. Результаты расчетов приведены в табл. 3.3. Видно, что использование электрических нагревателей позволяет сократить температурные потери металла в ковше на ~20 °С по сравнению с неподогретым ковшом. Нагрев ковшей ТКГ позволяет снизить температурные потери металла в ковше от 9 до 13 °С в зависимости от продолжительности подогрева. В то же время металл в ковше, подогретом при помощью газовой горелки после часовой выдержки по температуре практически не отличается от металла в непрогретом ковше, что еще раз доказывает неэффективность газового подогрева оборотных ковшей на ГУП «ЛПЗ». Кроме того, стоит обратить внимание, что отличие между получасовым и часовым подогревами обоими способами совсем незначительное (3-4 °С). То есть ковш достигает необходимого теплового состояния уже за первые полчаса нагрева, а значит нет необходимости в его продолжении.

Таким образом, настоящее моделирование численно показало, что новые методы подогрева ковшей позволяют нагревать футеровку до значительно больших температур, чем газовыми горелками. Однако, чтобы определить, какой из представленных методов подогрева более подходящий для конкретного производства, например, для ГУП «ЛПЗ», необходимо рассчитать и сравнить их экономическую эффективность, учитывая как энергетические затраты на подогрев, так и выгоду от снижения тепловых потерь металла.

Таблица 3.3 - Температурные потери металла в ковше после разогрева различными способами Охлаждение стали при часовой выдержке в ковше, °С

–  –  –

3.6.2 Расчет экономической эффективности различных способов подогрева оборотных ковшей Для определения целесообразности использования альтернативных способов нагрева ковшей на ГУП «ЛПЗ» вместо установок газового нагрева был проведен полный расчет энергетических затрат на нагрев ковша разными способами. Учитывались как прямые энергетические затраты на подогрев ковшей, так и экономия от снижения тепловых потерь металла в ковше. Экономия учитывалась по сравнению с охлаждением стали в ковше без подогрева после 45 минут охлаждения ковша. Расход природного газа для топливновоздушного подогрева был взят из паспорта установки высокотемпературного разогрева футеровки, работающей на ГУП «ЛПЗ». Примерные расходы газа и кислорода на подогрев ковша ТКГ были приняты, исходя из данных работы [17] и стехиометрических коэффициентов реакции горения природного газа. Расход электроэнергии на электрический подогрев был принят равным 380 кВт·ч на основании расчетов, приведенных в п. 2.4.3 настоящей работы.

Экономия от снижения перегрева металла на выпуске из ДСП высчитывалась по формуле:

(Дж) (3.1) где – теплоемкость стали, Дж/(кг·К); – масса плавки, кг; –снижение температуры выпуска, °С.

Цены на энергоносители взяты по состоянию на 2013 год для Смоленской области. В качестве цены технического кислорода была принята примерная себестоимость получения 1 м 3 на кислородной станции, составляющая около 1 кВт·ч электроэнергии. КПД ДСП-30 взят из [81]. Дополнительно был проведен расчет эффективности 3-х ковшовой схемы работы, когда охлаждение ковша не превышает 30 минут. Результаты расчета представлены в табл. 3.4.

–  –  –

Расчет показал, что при нынешних ценах на энергоносители электрический подогрев эффективнее топливно-воздушного с экономической точки зрения даже несмотря на большие прямые затраты на электроэнергию. Газокислородный нагрев также менее эффективен, чем электрический, т.к. затрачивает большое количество технического кислорода, который хоть и является продукцией собственного производства, тем не менее имеет себестоимость. Также видно, что схема без подогрева, когда оборотное время ограничено 20-40 минутами и ковш не успевает охладиться, более выгодна, чем схема с любым подогревом. Однако, как видно по результатам, когда время охлаждения ковша превышает 30-40 минут, электрический подогрев становится выгодным. С учетом того, что для использования 3-х ковшовой схемы требуется точность и слаженность работы всех агрегатов и мостовых кранов, что не всегда достижимо в условиях металлургического завода, схема с подогревом оборотных ковшей более устойчива и эффективна при использовании новых методов нагрева футеровки.

Кроме того, в расчете не учитывались некоторые косвенные выгоды от использования электрического подогрева ковшей. Например, снижение градиента температур между жидким металлом и футеровкой при электрическом подогреве уменьшает тепловой удар на футеровку, что значительно повышает стойкость огнеупоров рабочего слоя (примерно на 30 % по данным [18]). Учитывая высокую стоимость периклазоуглеродистых огнеупоров (около 30 000 руб./т) это также увеличивает эффективность использования электрических нагревателей. Также не была учтена выгода от сокращения времени плавки под током, происходящего благодаря снижению перегрева металла в ДСП. Сокращение времени плавки приведет к повышению серийности разливки, увеличению выхода годного и производительности цеха. Кроме того, при достаточном снижении продолжительности плавки и уравнивании его с продолжительностью разливки можно вести разливку методом «плавка-на-плавку» без накопления первых плавок, что снимет проблему их перегрева, стоящую на заводе в настоящее время.

3.7. Разработка рекомендаций по оптимизации теплового режима внепечной обработки на ГУП «ЛПЗ»

На основании проведенных исследований и экспериментов можно сформулировать следующие выводы и рекомендации по оптимизации температурного режима внепечной обработки на ГУП «ЛПЗ», использование которых может привести к снижению энергозатрат и повышению производительности ЭСПЦ.

1) Определено влияние толщины рабочего слоя футеровки на скорость охлаждения полупродукта в ковше малой вместимости. Моделирование показало, что при максимальной и средней толщине рабочего слоя тепловые потери изменяются незначительно (95 и 98 °С/час соответственно). Заметное увеличение скорости охлаждения металла (до 107 °С/час) в ковше наблюдалось при достижении толщины футеровки рабочего слоя значений, близких к минимально допустимым по ТИ (50 мм). При этом максимальная температура кожуха ковша практически не менялась, оставаясь на уровне 300 °С. Таким образом, можно сделать вывод о слабой зависимости между толщиной футеровки рабочего слоя и охлаждением стали в ковше.

Более серьезное влияние оказывает тип огнеупора рабочего слоя, что показало сравнение охлаждения стали в ковше с ПУ, доломитовой и глиноземистой футеровкой. Доломит и глинозем имеют низкие показатели теплопроводности и теплоемкости по сравнению с периклазоуглеродом, поэтому тепловые потери металла в ковше, футерованном доломитовыми кирпичами и высокоглиноземистым бетоном примерно на 15 и 20 % соответственно меньше, чем в ковше с ПУ рабочим слоем. Исходя из полученных результатов в ковшах малой вместимости рекомендуется использовать огнеупоры с пониженными характеристиками теплопроводности и теплоемкости. Однако, при подборе огнеупоров следует также учитывать и их технико-экономические показатели, такие как стойкость и цена.

2) Изучалось также влияние толщины теплоизоляционного слоя футеровки ковшей малой вместимости на скорость охлаждения металла в них. В настоящее время на ГУП «ЛПЗ» в качестве теплоизоляции используются листы керамоволокнистого картона толщиной 10 мм, укладываемые в один слой на стенку кожуха ковша. Моделирование показало, что увеличение слоя до 20 мм практически не оказывает влияние на общие тепловые потери металла в ковше, однако позволяет снизить среднюю температуру кожуха ковша с 310 до 250 °С. Таким образом, для снижения риска коробления или прогара кожуха при чрезмерном износе футеровки рабочего слоя рекомендуется использовать двойной слой теплоизоляционного картона при футеровке стальковшей на ГУП «ЛПЗ».

3) Исследование показало, что оборотное время (период от окончания разливки ковша до его установки под выпуск следующей плавки) значительно влияет на охлаждение стали в ковше. Его сокращение приводит к снижению тепловых потерь металла на аккумуляцию футеровки. По этой причине рекомендуется снизить количество ковшей в обороте с 4-х до 3-х с целью сокращения оборотного времени. Как показало моделирование, при 3-х ковшовой схеме работы, когда оборотное время составляет 30-40 мин, отпадает необходимость подогревать ковши перед отдачей под выпуск, т.к. футеровка не успевает остыть. При этом расчеты показали, что такая схема работы выгоднее, чем схема с 4-мя ковшами в обороте (оборотное время 90-120 мин), когда остывший ковш предварительно подогревается на стенде газового нагрева. Кроме того, согласно расчетам, использование теплоизоляционной крышки в течение оборотного времени значительно снижает тепловые потери пустого ковша (на 15-20 °С). По этой причине предлагается накрывать пустой ковш теплоизоляционной крышкой сразу после его подготовки и очистки. Снимать крышку с ковша следует только непосредственно перед выпуском плавки в ковш во избежание дополнительного охлаждения футеровки.

4) Как показали расчеты и эксперименты, используемые в настоящий момент на заводе стенды высокотемпературного нагрева ковшей неэффективны, т.к. не обеспечивают необходимую температуру нагрева футеровки. Предлагается заменить существующие стенды высокотемпературного подогрева ковшей на установки электрического подогрева.

Исследование показало, что подогрев оборотных ковшей газовой горелкой экономически не выгоден, т.к. затраты на природный газ не окупаются снижением тепловых потерь стали в ковше: металл в неподогретых ковшах теряет практически столько же тепла, как в и подогретых. Электрические нагреватели способны за короткое время подогреть остывший слой футеровки оборотного ковша до необходимой температуры, что позволит экономить до 20 руб./т стали за счет снижения перегрева металла в ДСП.



Pages:   || 2 |
Похожие работы:

«ПЛАСТОВЫЕ ЛЬДЫ КРИОЛОТОЗОНЫ Якутск 1982 УДК 551.328.2 Т.Н. Жесткова, Ю.Л. Шур ОБ ИНФИЛЬТРАЦИОННО-СЕГРЕГАЦИОННОМ МЕХАНИЗМЕ ОБРАЗОВАНИЯ ПЛАСТОВЫХ ЛЬДОВ Авторы относят пластовые льды к внутригрунтовым. Рассмотрены сегрегационный и инъекционный механизмы образования пластовых льдов, показано, что они не объясняют некоторые особеннос...»

«П О Я С Н И Т Е Л Ь Н А Я ЗА П И С К А К П РО ЕК ТУ П ЕРВО Й РЕ Д А К Ц И И И ЗМ ЕН ЕН И Я № 2 СП 86.13330.2014 "СНиГ! Ш -42-80* М А ГИ СТРА Л ЬН Ы Е ТРУ БО П РО В О Д Ы "1. Х арактеристика объекта стандартизации О бъектом стандартизации является свод правил СП 86.13330.2014 (пересм отр СП 86.13330.2012, актуализированного "СНиП Ш -42-80*. М агист...»

«МИНОБРНАУКИ РОССИИ Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования "Ухтинский государственный технический университет" (УГТУ) Определение момента инерц...»

«Министерство образования и науки Российской Федерации Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования "Нижегородский госуда...»

«Московский физико-технический институт (государственный университет) Кафедра теоретической физики Эффект Джозефсона Учебно-методическое пособие МОСКВА 2010 Составители: Я. В. Фоминов, Н. М. Щелкачёв УДК...»

«Объединение независимых экспертов в области минеральных ресурсов, металлургии и химической промышленности _ Обзор рынка диоксида титана в СНГ и прогноз его развития в условиях финансового кризиса Издание 4-ое дополненное и переработанное Демонстрационная версия Москва июль, 2009 Internet: www.infomine.ru e-mail: inf...»

«ТИХОМИРОВ Георгий Валентинович КОМПЛЕКСНОЕ МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ НЕЙТРОННО-ФИЗИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ НА ОСНОВЕ СИСТЕМНОГО ПОДХОДА Специальность 05.13.18 "Математическое моделирование, численные мето...»

«Государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования "Липецкий государственный технический университет" "УТВЕРЖДАЮ" Декан факультета _ С.А. Ляпин "" 2011г. РАБОЧАЯ ПРОГРАММА ДИСЦИПЛИНЫ (МОДУЛЯ) УСТРОЙСТВО, МОНТАЖ ТО И ТР ГАЗОБАЛЛОННОГО ОБ...»

«УДК 669.35’5—426:006.354 Группа В74 ГОСУДАРСТВЕННЫЙ С ТАНДАР Т СОЮЗА ССР ПРОВОЛОКА ЛАТУННАЯ ГОСТ Технические условия 1066-90 ОКП 184590 Срок действия с 01.01.91 до 01.01.96 Настоящий стандарт распространяется на холоднодеформированную (тянутую) кру...»

«Учреждение образования "БЕЛОРУССКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ" Кафедра автоматизации производственных процессов и электротехники МЕТРОЛОГИЯ, МЕТОДЫ И ПРИБОРЫ ТЕХНИЧЕСКИХ ИЗМЕРЕНИЙ Методические указания к практическим занятиям...»

«Строительство и архитектура УДК 628.14 РАСЧЕТ ВОДОВОДОВ НАДЗЕМНОЙ ПРОКЛАДКИ С ВНУТРИТРУБНЫМ ОБЛЕДЕНЕНИЕМ © О.В. Акимов1, Ю.М. Акимова2 Дальневосточный государственный университет путей сообщения, 680021, Россия, г. Хабаровск, ул. Серышева, 47. Предложена математическая модел...»

«САРАПИН ВЛАДИМИР ПАВЛОВИЧ УДК 621.692 СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ТУРБОДЕТАНДЕРНЫХ УСТАНОВОК, РАБОТАЮЩИХ В СИСТЕМАХ ТРАНСПОРТА ПРИРОДНОГО ГАЗА Специальность: 05.05.16 – турбомашины и турбоустановки Диссер...»

«Содержание Пояснительная записка. I.1. Актуальность предшкольной подготовки детей 6-7 лет. Новизна.2. Цель, задачи, принципы. Общая характеристика процесса подготовки дошкольников к обучению в школе. II.1. Описание места процесса подготовки дошкольников в учебном плане.2. Лично...»

«Р. Ф. КАТАЕВ В. С. МИЛЮТИН М. Г. БЛИЗНИК ТЕОРИЯ И ТЕХНОЛОГИЯ КОНТАКТНОЙ СВАРКИ Учебное пособие Министерство образования и науки Российской Федерации Уральский федеральный университет имени...»

«Сахалинская областная универсальная научная библиотека Информационно-библиографический отдел Семья нетипичного ребенка Дети-инвалиды РЕКОМЕНДАТЕЛЬНЫЙ АННОТИРОВАННЫЙ СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ Южно-Сахалинск Составитель А. А. Бабенко Редакторы: Т. Н. Арентова, С...»

«Министерство образования и науки Российской Федерации Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования Нижегородский госу...»

«ПАСПОРТ СЧЕТЧИКИ АКТИВНОЙ ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ СТАТИЧЕСКИЕ ОДНОФАЗНЫЕ СКАТ 101, СКАТ 102 1. Основные сведения об изделии:1.1 Счетчики электрической энергии однофазные СКАТ (в дальнейшем — счетчики), предназначены для измерения активной энерги...»

«Topvex SR/TR03-CAV/VAV, SR/TR04-CAV/VAV, SR/TR06-CAV/VAV Воздухообрабатывающие агрегаты Руководство по монтажу 2069013-RU 07-12-2010 V.A002(C. 3.0-1-03) Содержание 1 Декларация о соответствии 2 Предупреждения 3 Сведения о продукте 3.1 Общие сведения 3.2 Технические характеристики 3.2.1 Размеры и масса Topv...»

«49 УДК 328.185:351 PUBLIC CONTROL AS INSTITUTE OF CIVIL SOCIETY: DIRECTIONS OF IMPROVEMENT OF COUNTERACTION OF CORRUPTION ОБЩЕСТВЕННЫЙ КОНТРОЛЬ КАК ИНСТИТУТ ГРАЖДАНСКОГО

«Охранный прибор Контакт GSM-2 Руководство по эксплуатации РМДЦ.024601.001 РЭ Ред. 2.4 Санкт-Петербург, 2016 Руководство по эксплуатации. Контакт GSM-2. Оглавление Описание прибора 4 Назначение 4 Возможности 5 Технические характеристики...»

«Типовая форма договора участия в долевом строительстве. Настоящий договор не является публичной офертой. Некоторые условия типового договоров участия в долевом строительстве могут изменяться в зависимости от особен...»

«13 Математическое планирование эксперимента при отработке электронных элементов УДК 621.396.6-001.4 А. А. КОВЕЛЬ Научно-производственное объединение прикладной механики им. акад. М. Ф. Решетнёва Железногорск С. В. ПОКИДЬКО Сибирский федеральный университет...»








 
2017 www.ne.knigi-x.ru - «Бесплатная электронная библиотека - электронные матриалы»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.